ELEKTRİKLİ ARAÇLAR İÇİN ÜÇ KADEMELİ YENİ BİR FIRÇASIZ
advertisement
ELEKTRİKLİ ARAÇLAR İÇİN ÜÇ KADEMELİ YENİ BİR FIRÇASIZ DA MOTORU TASARIMI, ANALİZİ VE UYGULAMASI Cemil OCAK DOKTORA TEZİ ELEKTRİK EĞİTİMİ GAZİ ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ EKİM 2013 ANKARA Cemil OCAK tarafından hazırlanan “ELEKTRİKLİ ARAÇLAR İÇİN ÜÇ KADEMELİ YENİ BİR FIRÇASIZ DA MOTORU TASARIMI, ANALİZİ VE UYGULAMASI” adlı bu tezin Doktora tezi olarak uygun olduğunu onaylarım. Prof. Dr. Osman GÜRDAL ….………………………. Tez Danışmanı, Elektrik Elektronik Müh. Anabilim Dalı, Bursa Orhangazi Üniv. Bu çalışma, jürimiz tarafından oy birliği ile Elektrik Eğitimi Anabilim Dalı’nda Doktora tezi olarak kabul edilmiştir. Doç. Dr. İbrahim SEFA …….……………………. Elektrik Elektronik Müh. Anabilim Dalı, Gazi Üniv. Prof. Dr. Osman GÜRDAL …….……………………. Elektrik Elektronik Müh. Anabilim Dalı, Bursa Orhangazi Üniv. Doç. Dr. Osman KALENDER …….……………………. Elektrik Elektronik Müh. Anabilim Dalı, K.H.O. Sav. Bil. Ens. Doç. Dr. Ercan Nurcan YILMAZ …….……………………. Elektrik Elektronik Müh. Anabilim Dalı, Gazi Üniv. Yrd. Doç. Dr. Nursel AKÇAM …….……………………. Elektrik Elektronik Müh. Anabilim Dalı, Gazi Üniv. Tez Savunma Tarihi: 28/10/2013 Bu tez ile G.Ü. Fen Bilimleri Enstitüsü Yönetim Kurulu Doktora derecesini onamıştır. Prof. Dr. Şeref SAĞIROĞLU Fen Bilimleri Enstitüsü Müdürü …….……………………. TEZ BİLDİRİMİ Tez içindeki bütün bilgilerin etik davranış ve akademik kurallar çerçevesinde elde edilerek sunulduğunu, ayrıca tez yazım kurallarına uygun olarak hazırlanan bu çalışmada bana ait olmayan her türlü ifade ve bilginin kaynağına eksiksiz atıf yapıldığını bildiririm. Cemil OCAK iv ELEKTRİKLİ ARAÇLAR İÇİN ÜÇ KADEMELİ YENİ BİR FIRÇASIZ DA MOTORU TASARIMI, ANALİZİ VE UYGULAMASI (Doktora Tezi) Cemil OCAK GAZİ ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ Ekim 2013 ÖZET Bu tez çalışmasında, gelecekte günlük hayatımızın değişmez bir parçası olacağı düşünülen elektrikli araçlar için üç kademeli stator ve rotor yapısı bulunan 46 kutuplu yeni bir fırçasız doğru akım motoru tasarlanmış ve üretilmiştir. Tasarlanan 46 kutuplu ve üç kademeli fırçasız doğru akım motorundan oluşan sistem yeni nesil yüksek verimli elektrikli araçlarda kullanılacak şekilde konfigüre edilmiştir. Tasarlanan çok kademeli fırçasız doğru akım motorunun çalışması tekerlek içi klasik fırçasız doğru akım motorlarında olduğu gibi stator üzerine belirli bir açıyla yerleştirilmiş olan üç manyetik alan etkili sensörden gelen bilgilerin değerlendirilerek sürücü devresinde bulunan MOSFET’lerin sürülmesi prensibine dayanmaktadır. Tasarlanan prototipin performans karakteristikleri sonlu elemanlar metodu (SEM) ile incelenmiştir. Elektrik makinalarının üretiminde izlenen tasarım ve benzetim prensipleri sırasıyla tasarlanan fırçasız doğru akım motoruna uygulanmış ve parametrik analizleri gerçekleştirilmiştir. Bahsi geçen yapıya ve sürücü şeması bulunan üç kademeli motorun aynı boyuttaki klasik fırçasız motorlara göre çıkış momenti, birim güç yoğunluğu, verim vb. gibi kıstaslarda daha üstün olduğu ve amaçlanan modelin elektrikli otomobil ve askeri uygulamalar gibi yüksek verim ve momentin gerekli olduğu uygulamalarda rahatlıkla kullanılabileceği kanıtlanmıştır. v Bilim Kodu Anahtar Kelimeler Sayfa Adedi Tez Yöneticisi : 626.01.01 : SMFDAM, elektrikli araç, kademe, teker içi motor. : 184 : Prof.Dr. Osman GÜRDAL vi DESIGN, ANALYSIS AND APPLICATION OF A NEW THREE LEVEL BRUSHLESS DC MOTOR FOR ELECTRIC VEHICLES (Ph.D. Thesis) Cemil OCAK GAZİ UNIVERSITY GRADUATE SCHOOL OF NATURAL AND APPLIED SCIENCES October 2013 ABSTRACT In this study, a new 46-pole brushless DC motor with three-levelled stator and rotor structure for electric vehicles which are considered to be a permanent part of our daily lives in the future has been designed and manufactured. The system consisting of three levelled brushless DC motors with 46 poles has been configured to be used in new generation highly efficient electric vehicles. The operation of designed multilevel brushless direct current motor is based on the principle of driving MOSFETs on driver circuit by evaluating data from those three Hall Effect sensors placed on the stator at a right angle as it is the same for in-wheel conventional brushless direct current motors. The performance characteristics of designed prototype have been examined via finite element methods (FEM). The design and simulation principles followed in manufacturing electrical machines have been applied respectively, and parametric analysis has been realized. It is proved that the three-levelled motor with that aforementioned structure and driving scheme is superior to conventional brushless motors having the same sizes in terms of criteria such as output torque, unit power density and etc. and the purposed model is particularly well suited for the applications like electric cars and military applications where high torque is needed. vii Science Code Key Words Number of Pages Adviser : 626.01.01 : PMBLDC, electric vehicle, level, in wheel hub motor. : 184 : Prof.Dr. Osman GÜRDAL viii TEŞEKKÜR Çalışmalarım boyunca değerli yardım ve katkılarıyla beni yönlendiren sayın hocam Prof. Dr. Osman GÜRDAL’a, yine kıymetli tecrübelerinden faydalandığım hocam Doç. Dr. İbrahim SEFA’ya, değerli arkadaşlarım Yrd.Doç.Dr. Durmuş UYGUN, Yakup GÜNGÖR, Arş.Gör. Adem DALCALI, Arş.Gör. Emre Çelik ile Şenol BAYRAKTAR’a ve manevi destekleriyle beni hiçbir zaman yalnız bırakmayan biricik aileme teşekkürü bir borç bilirim. ix İÇİNDEKİLER Sayfa ÖZET...........................................................................................................................iv ABSTRACT ................................................................................................................vi TEŞEKKÜR ............................................................................................................ .viii İÇİNDEKİLER ........................................................................................................... ix ÇİZELGELERİN LİSTESİ ..................................................................................... .xiv ŞEKİLLERİN LİSTESİ .............................................................................................xv RESİMLERİN LİSTESİ ....................................................................................... ..xxiii SİMGELER VE KISALTMALAR ......................................................................... .xxv 1. GİRİŞ ....................................................................................................................... 1 2. 2. ÇALIŞMANIN KAPSAMI, LİTERATÜR ÖZETİ VE TEZ ÇALIŞMASININ BİLİME KATKISI .................................................................................................. 3 2.1. Elektrik Motorlarının Sınıflandırılması ........................................................... 3 2.1.1. Sabit mıknatıslı doğru akım (DA) motorları .......................................... 4 2.1.2. Alan sargılı DA motorları ...................................................................... 5 2.1.3. Asenkron motorlar.................................................................................. 5 2.1.4. Anahtarlamalı relüktans motorlar........................................................... 6 2.2. Elektrik Motorlarında Kullanılan Temel Elektromanyetik Eşitlikler............... 7 2.2.1. Manyetik geçirgenlik............................................................................10 2.2.2. Artık mıknatısiyet ve histerezis kayıpları .............................................11 2.2.3. Eddy akımları .......................................................................................12 2.3. Sürekli Mıknatıslı Fırçasız Doğru Akım Motorları (SMFDAM) ...................13 2.3.1. Sürekli mıknatıslı fırçasız doğru akım motorlarının yapısı ve tipleri ..17 2.3.2. Temel çalışma prensibi.........................................................................23 x Sayfa 2.4. SMFDA Motorlarının Avantaj ve Dezavantajları ..........................................24 2.5. SMFDA Motorların Diğer Motor Tipleri İle Karşılaştırılması ve Kullanım Alanları ...........................................................................................................26 2.6. Tezin Amacı, Kapsamı ve Bilime Katkısı ......................................................28 2.6.1. Niçin .....................................................................................................28 2.6.2. Elektrikli araçlar ...................................................................................32 2.6.3. Belli başlı ticari hub motorlar...............................................................37 2.6.4. Hub motorların kullanılabileceği diğer alanlar ....................................41 3. ÜÇ KADEMELİ STATOR YAPISINA SAHİP SÜREKLİ MIKNATISLI FIRÇASIZ DA MOTORUNA AİT DİNAMİK VE ELEKTROMANYETİK DENKLEMLER .....................................................................................................45 3.1. Temel Eşitlikler ..............................................................................................45 3.1.1. Giriş gerilimi ........................................................................................46 3.1.2. Ani akım ...............................................................................................47 3.1.3. Zıt elektromotor kuvvet (Zıt EMK) .....................................................47 3.1.4. Elektromanyetik moment .....................................................................48 3.1.5. SMFDA motorlarının doğrusal hız ve dönme hızı ...............................48 3.2. SMFDA Motorlarında Komütasyon ...............................................................48 3.2.1. Yarım dalga sinüs çalışma....................................................................48 3.2.2. Tam dalga çalışma ................................................................................51 3.3. SMFDA Motorlarında Zıt EMK ve Moment Üretimi ....................................53 3.4. SMFDA Motorlarında Kayıplar ve Güç Analizi ............................................56 3.4.1. Bakır kayıpları ......................................................................................56 3.4.2. Demir kayıpları ....................................................................................58 xi Sayfa 3.4.3. Mekanik kayıplar ..................................................................................60 4. ÜÇ KADEMELİ STATOR YAPISINA SAHİP SMFDA MOTORUN TASARIM SÜRECİ İLE GEOMETRİK, MANYETİK VE ELEKTRİKSEL PARAMETRELERİ ..............................................................................................61 4.1. Giriş .................................................................................................................61 4.2. Gerçekleştirilecek Yapısal Tasarım Yöntemi ve Akışı ...................................61 4.3. Tasarım Döngüsü ............................................................................................62 4.4. Boyutlandırma Çalışmaları .............................................................................66 4.4.1. Kutup sayısının seçimi .........................................................................69 4.4.2. Hava aralığı akısının hesaplanması ......................................................69 4.5. Analitik Hesaplama Ara Yüzü ve RMxrpt ile Optimizasyon Süreci ..............72 4.5.1. RMxprt yazılımı ile süreç yönetimi .....................................................74 4.5.2. RMxprt yazılımı ile gerçekleştirilen operasyonel parametrik analizler ................................................................................................80 4.5.3. RMxprt yazılımı ile gerçekleştirilen ve fiziksel boyutlandırma ile ilişkili parametrik analizler...................................................................83 4.6. Sonuç ve Değerlendirme .................................................................................98 5. SMFDA MOTORUN SONLU ELEMANLAR METODU (FINITE ELEMENTS METHOD) İLE MANYETİK ANALİZ VE OPTİMİZASYON SÜRECİ...........99 5.1. Giriş .................................................................................................................99 5.2. Elektromanyetik, Elektromekanik ve Entegre Sürücülü Analizler .................99 5.3. İki Boyutlu (2D) Manyetik Analizler ........................................................... 103 5.3.1. İki boyutlu (2D) geçici durum (transient) çözümleri ........................ 108 5.3.2. İki boyutlu (2D) geçici durum grafikleri ........................................... 112 5.3.3. Üç boyutlu (3D) geçici durum (transient) çözümleri ........................ 116 xii Sayfa 6. ÜÇ KADEMELİ STATOR YAPISINA SAHİP SMFDA MOTORUNUN FABRİKASYONU ............................................................................................. 122 6.1. Giriş .............................................................................................................. 122 6.2. Fabrikasyon Süreci ....................................................................................... 123 6.2.1. Silisyumlu çelik (silisli elektrik sacı) temini ve işlenmesi ................ 123 6.2.2. Presleme ve paketleme ...................................................................... 126 6.2.3. Sarım işlemleri .................................................................................. 128 6.2.4. Mıknatıs tasarımı ve rotor gövdesinin işlenmesi............................... 131 6.2.5. Gövde kapakları ve milin işlenmesi .................................................. 133 6.2.4. Diğer mekaniki parçaların işlenmesi ................................................. 134 6.2.4. Motorun son görünüşü ...................................................................... 135 6.3. Sonuç ............................................................................................................ 136 7. SÜREKLİ MIKNATISLI FIRÇASIZ DA MOTORLARINDA KULLANILAN KONTROL MEKANİZMALARI ...................................................................... 137 7.1. Giriş .............................................................................................................. 137 7.2. SMFDA Motorlarında Kullanılan Konvertörler ve Anahtarlama Yöntemleri.................................................................................................... 139 7.2.1. Kare dalga anahtarlama yöntemi ....................................................... 139 7.2.2. Darbe genişlik modülasyonu (PWM) anahtarlama yöntemi ............. 141 7.3. Akım Kontrol Yöntemleri ............................................................................ 142 7.3.1. Histerezis akım kontrol yöntemi ....................................................... 142 7.3.2. PWM akım kontrolü .......................................................................... 143 7.4. PID Kontrol .................................................................................................. 143 7.5. Bulanık Mantık Kontrol ............................................................................... 144 xiii Sayfa 7.6. Yapay Sinir Ağları (YSA) ile Kontrol ......................................................... 145 7.7. Fırçasız DC Motorların Kontrolünde Kullanılan Sensörler ......................... 146 7.8. Tasarlanan Motorun Sürülmesinde Kullanılan Sürücü Devre ..................... 147 8. DENEYSEL ÇALIŞMALAR ve KARŞILAŞTIRMA ....................................... 149 8.1. Boşta Çalışma Deneyleri .............................................................................. 151 8.2. Yüklü Çalışma Deneyleri ............................................................................. 154 9. SONUÇ, DEĞERLENDİRME ve TAVSİYELER ............................................. 168 KAYNAKLAR ....................................................................................................... 171 ÖZGEÇMİŞ ............................................................................................................. 182 xiv ÇİZELGELERİN LİSTESİ Çizelge Sayfa Çizelge 2.1. SMFDA motorunun diğer motorlarla karşılaştırılması .......................... 26 Çizelge 4.1. Temel boyutlandırma parametreleri ....................................................... 74 Çizelge 4.2. 48 V 500 d/d SMFDA motoruna ait tasarım ve çıkış parametreleri ...... 95 Çizelge 6.1. Mıknatıs malzemelerin özellikleri ....................................................... 132 Çizelge 8.1. Çeşitli kademelerde frekansa bağlı olarak akım ve gerilimin değişimi ................................................................................................ 154 Çizelge 8.2. Farklı çalışma şartları için motor verimlerinin karşılaştırması ............ 167 xv ŞEKİLLERİN LİSTESİ Şekil Sayfa Şekil 2.1. Elektrik motorlarının komütasyon tiplerine göre sınıflandırılması ............. 3 Şekil 2.2. Sabit mıknatıslı doğru akım motorları ......................................................... 4 Şekil 2.3. Sargılı tip doğru akım motorları .................................................................. 5 Şekil 2.4. Sincap kafesli asenkron motorlar ................................................................. 6 Şekil 2.5. Anahtarlamalı relüktans motor .................................................................... 7 Şekil 2.6. İçinden akım geçen iletken etrafında meydana gelen manyetik alan .......... 9 Şekil 2.7. Farklı malzemelere ait B-H eğrileri ...........................................................10 Şekil 2.8. Bilinen ferromanyetik malzemelerin B-H eğrileri .....................................11 Şekil 2.9. Histerezis eğrisi..........................................................................................12 Şekil 2.10. Lamine sacların kullanımı ve eddy akımlarının azaltılması ....................13 Şekil 2.11. Sürekli mıknatıslı fırçasız doğru akım makinesi .....................................17 Şekil 2.12. Yüzey mıknatıslı SMFDA motorları .......................................................19 Şekil 2.13. Yüzeye gömülü mıknatıslı SMFAD motorları ........................................20 Şekil 2.14. Akı yoğunlaşmalı SMFDA motoru..........................................................20 Şekil 2.15. Dâhili mıknatıslı SMFDA motoru çeşitleri..............................................21 Şekil 2.16. Oluksuz hava boşluklu SMFDA motoru .................................................22 Şekil 2.17. SMFDA motorların rotorun konumuna göre tipleri ................................22 Şekil 2.18. SMFDA motorlarının temel çalışma prensipleri .....................................24 Şekil 2.19. İç rotorlu ve dış rotorlu yapılar ................................................................30 Şekil 2.20. Eksenel ve radyal akılı yapılar .................................................................31 xvi Şekil Sayfa Şekil 2.21. Çeşitli elektrikli araçlar ............................................................................32 Şekil 2.22. Motor ve çalışma şekline göre elektrikli araçlar ......................................33 Şekil 2.23. Motor ve çalışma şekline göre elektrikli araçların mekanik detayları .....34 Şekil 2.24. Tümü elektrikli araçlar (a) Sistem (b) Jant içi motor (c) Açık devre.......34 Şekil 2.25. Hibrit elektrikli araç sistemi.....................................................................36 Şekil 2.26. PML Flightlink (Tekerlek başına 64kW güç ve 500 Nm moment üretme kapasitesi, 200-400V DC çalışma gerilimi) ............................................38 Şekil 2.27. Mitsubishi MIEV (Tekerlek başına 20 kW güç)......................................38 Şekil 2.28. Siemens VDO ..........................................................................................38 Şekil 2.29. Michelin Active Wheel (Tekerlek başına 30 kW güç üretme kapasitesi)39 Şekil 2.30. Zap-X (Tekerlek başına 120 kW güç üretme kapasitesi) .........................39 Şekil 2.31. EasyBrid (Tekerlek başına 30 kW güç üretme kapasitesi) ......................40 Şekil 2.32. Peugeot BB1 (Tekerlek başına 7.5 kW güç ve 320 Nm moment üretme kapasitesi) ................................................................................................40 Şekil 2.33. Mercedes Brabus (Tekerlek başına 80 kW güç ve 800 Nm moment üretme kapasitesi) ....................................................................................41 Şekil 2.34. Elektrikli bisiklet ve elektrikli bisiklet motoru ........................................41 Şekil 2.35. Elektrikli sandalye ve elektrikli sandalye motoru ....................................42 Şekil 2.36. Elektrikli scooter ve elektrikli scooter motoru ........................................42 Şekil 2.37. Elektrikli thruster ve thruster motoru .......................................................43 Şekil 2.38. LG Direct Drive Çamaşır makinesi ve yeni nesil direct drive motor ......43 Şekil 2.39. Ventilasyon motorları ..............................................................................44 Şekil 3.1. Sürücü devresine bağlı olarak gösterilmiş SMFDA motorunun eşdeğeri .45 Şekil 3.2. Basitleştirilmiş SMFDA motorun eşdeğer devresi ....................................46 xvii Şekil Sayfa Şekil 3.3. Yıldız bağlı yarım dalga çalışan bir SMFDA motoru için anahtarlama sırası ve fazör diyagramı............................................................................49 Şekil 3.4. Yıldız bağlı, üç fazlı SMFDA motorunun ideal yarım dalga çalışma durumu: (a) Sinüsoidal EMK dalga şekilleri, (b) A faz akımı dalga şekilleri, (c) Elektromanyetik moment dalga şekilleri. (Anahtarlama anları oklarla gösterilmiştir.) ..............................................................................50 Şekil 3.5. Yıldız bağlı üç fazlı SMFDA motorunun tam dalga çalışmasına ait fazör diyagramı ...................................................................................................51 Şekil 3.6. SMFDA motorunun faz ve fazlar arası trapez zıt EMK ve akım dalga şekilleri ......................................................................................................52 Şekil 3.7. Yıldız bağlı bir SMFDA motorunun ideal üç fazlı tam dalga çalışması: (a) Trapez fazlar arası zıt EMK dalga şekli, (b) Akım dalga şekli, (c) Moment dalga şekli. (Anahtarlama noktaları oklarla gösterilmiştir.) ......................53 Şekil 3.8. SMFDA motorunun stator sargılarında oluşan evirici akımları: (a) ON ve OFF zamanlarındaki A ve B faz akımları, (b) ON-OFF üçgen akım dalga şekli............................................................................................................54 Şekil 4.1. Sürekli mıknatıslı makinelerin tasarım aşamaları ......................................63 Şekil 4.2. Kullanılan tasarım ve analiz programlarının tasarım döngüsü içerisindeki durumları ...................................................................................................64 Şekil 4.3. Entegre sürücülü analiz döngüleri .............................................................65 Şekil 4.4. İç rotorlu SMFDA motorlarının bazı geometrik parametreleri..................66 Şekil 4.5. Dış rotorlu SMFDA motorları için bazı geometrik parametrelerin tanımlanması..............................................................................................67 Şekil 4.6. Farklı kutup sayısına sahip makinelerde kaçak akının durumu (2p=40 ve 2p=70) .......................................................................................................70 Şekil 4.7. İç rotorlu SMFDA motorlarının bazı geometrik parametreleri..................66 Şekil 4.8. Analitik hesaplama yönteminde kullanılan akış şeması ............................73 Şekil 4.9. RMxprt Ekran Görüntüsü ..........................................................................75 Şekil 4.10. Motor hızına karşılık motor akımındaki değişim.....................................76 xviii Şekil Sayfa Şekil 4.11. Motor hızına karşılık motor gücündeki değişim ......................................76 Şekil 4.12. Motor hızına karşılık motor milinde oluşan moment ..............................77 Şekil 4.13. Elektriksel açıya bağlı olarak hava aralığındaki manyetik akı yoğunluğunun değişimi ...........................................................................77 Şekil 4.14. Elektriksel açıya bağlı olarak mıknatıslardan dolayı oluşan tutma momenti...................................................................................................78 Şekil 4.15. Elektriksel açıya bağlı olarak motor anma hızındayken sargılarda indüklenen gerilimin değişimi.................................................................78 Şekil 4.16. Çıkış gücü ve motor momentine bağlı olarak hız ve verim değişimi ......79 Şekil 4.17. Çıkış gücü ve buna bağlı sargı sıcaklığındaki değişimin motor verimine etkisi ........................................................................................................80 Şekil 4.18. Çıkış gücü ve buna bağlı sargı sıcaklığındaki değişimin motor verimine etkisi (3D) ...............................................................................................81 Şekil 4.19. Çıkış gücü ve buna bağlı sargı sıcaklığındaki değişimin motor kayıplarına etkisi .....................................................................................81 Şekil 4.20. Çıkış gücü ve buna bağlı sargı sıcaklığındaki değişimin toplam motor kayıplarına etkisi (3D) ............................................................................82 Şekil 4.21. Çıkış gücünün ve motor çalışma sıcaklığının momente etkisi.................82 Şekil 4.22. Çıkış gücünün ve motor çalışma sıcaklığının momente etkisi (3D) .......83 Şekil 4.23. Kutup yayı/mıknatıs yayı oranının (a) motor hızı ve (b) verime etkisi ......................................................................................84 Şekil 4.24. Kutup yayı/mıknatıs yayı oranının (a) stator akısı ve (b) momente etkisi ...................................................................................85 Şekil 4.25. Yük ve kutup yayı uzunluğu/motor mıknatıs yay uzunluğu oranının motor verimine etkisi .........................................................................................86 Şekil 4.26. Yük ve kutup yayı uzunluğu/motor mıknatıs yay uzunluğu oranının motorun toplam kayıplarına etkisi...........................................................86 Şekil 4.27. Yük ve kutup yayı uzunluğu/motor mıknatıs yay uzunluğu oranının motor anma hızına etkisi ....................................................................................87 xix Şekil Sayfa Şekil 4.28. Yük ve kutup yayı uzunluğu/motor mıknatıs yay uzunluğu oranının motorun anma momentine etkisi .............................................................87 Şekil 4.29. Sabit kutup yayı/mıknatıs yayı oranında (0,98) motor gücünün değişimine bağlı olarak 360 derecelik tam tur dönme esnasında faz akımının değişimi ...................................................................................................89 Şekil 4.30. Sabit kutup yayı/mıknatıs yayı oranında (0,98) motor gücünün değişimine bağlı olarak 360 derecelik tam tur dönme esnasında kaynak akımının değişimi ...................................................................................................89 Şekil 4.31. Sabit kutup yayı/mıknatıs yayı oranında (0,98) motor gücünün değişimine bağlı olarak motor veriminin değişimi ....................................................89 Şekil 4.32. Sabit kutup yayı/mıknatıs yayı oranında (0,98) motor gücünün değişimine bağlı olarak motorun toplam kayıplarının değişimi ................................90 Şekil 4.33. Sabit kutup yayı/mıknatıs yayı oranında (0,98) motor gücünün değişimine bağlı olarak motorun anma momentinin değişimi...................................90 Şekil 4.34. Kutup yayı/mıknatıs yayı =0.98 sabit iken anma gücü, çıkış momenti, anma hızı, ortalama giriş akımı, verim ve toplam kayıplar arasındaki bağıntının gösterimi.................................................................................91 Şekil 4.35. Mıknatıs kalınlığının değiştirilmesi .........................................................92 Şekil 4.36. Değişen motor gücü ile birlikte mıknatıs kalınlığının motor anma akımına etkisi ........................................................................................................92 Şekil 4.37. Değişen motor gücü ile birlikte mıknatıs kalınlığının motorun spesifik elektrik yüklemesine etkisi ......................................................................93 Şekil 4.38. Değişen motor gücü ile birlikte mıknatıs kalınlığının motorun anma momentine etkisi .....................................................................................93 Şekil 4.39. Değişen motor gücü ile birlikte mıknatıs kalınlığının motorun anma hızına etkisi .............................................................................................94 Şekil 4.40. Değişen motor gücü ile birlikte mıknatıs kalınlığının motorun akım yoğunluğu parametresine etkisi ...............................................................94 Şekil 4.41. Değişen motor gücü ile birlikte mıknatıs kalınlığının motorun verim parametresine etkisi .................................................................................95 Şekil 4.42. Motorun statoruna ait manyetik simülasyon önceki son CAD çizimi .....97 xx Şekil Sayfa Şekil 4.43. Mıknatısların manyetik simülasyondan önceki boyutlandırma çizimleri 97 Şekil 5.1. Sonlu elemanlar metodunda kullanılan iterasyon ve karşılaştırmalı analizlerin gerçekleştirilme zinciri ......................................................... 100 Şekil 5.2. Gerçekleştirilecek olan sistemin entegre sürücülü çevrimi .................... 101 Şekil 5.3. ANSYS ANSOFT Maxwell Motor Modelleri ........................................ 102 Şekil 5.4. ANSYS Simplorer ara yüzü .................................................................... 103 Şekil 5.5. SMFDA motorunun simülasyonlardaki uyartım şeklinin basit gösterimi ........................................................................................ 104 Şekil 5.6. 48 V, 500 d/d’lık SMFDA motorunun Maxwell modeli ........................ 105 Şekil 5.7. Manyetik akı yoğunluğunun (B – Tesla) manyetostatik analiz sonucu değişimi (manyetik alan dağılımı) ......................................................... 105 Şekil 5.8. Manyetik akı yoğunluğunun (B – Tesla) manyetostatik analiz sonucu değişimi (manyetik alan kuvvet çizgilerinin dağılımı) .......................... 106 Şekil 5.9. Manyetik alan enerjisinin (E – Joule) manyetostatik analiz sonucu değişimi .................................................................................................. 106 Şekil 5.10. Manyetik alan şiddetinin (H – A/m) manyetostatik analiz sonucu değişimi .................................................................................... 107 Şekil 5.11. Akı yollarının iki faz uyartım esnasında anlık olarak manyetostatik analizdeki değişimi ............................................................................... 107 Şekil 5.12. Simülasyonda oluşturulan sürme devresi.............................................. 109 Şekil 5.13. 100 ms – 400 ms aralığında manyetik akı yoğunluğunun (B) değişimi 110 Şekil 5.14. 100 ms – 400 ms aralığında akı yollarının (A) değişimi ...................... 111 Şekil 5.15. 100 ms – 400 ms aralığında depolanan manyetik alan enerjisi (E) ..... 111 Şekil 5.16. 100 ms – 400 ms aralığında sargılardaki akım yoğunluğunun değişimi (J) .......................................................................................... 112 Şekil 5.17. 0-100 ms aralığında motor momentinin değişimi ................................. 113 xxi Şekil Sayfa Şekil 5.18. 0-100 ms aralığında motor faz akımlarının değişimi ............................ 113 Şekil 5.19. 0-100 ms aralığında motor fazlarına ait sargı özindüktanslarının değişimi ................................................................................................ 114 Şekil 5.20. 0-100 ms aralığında sargılarda meydana gelen kayıpların değişimi ..... 114 Şekil 5.21. 0-100 ms aralığında manyetik akının değişimi ..................................... 114 Şekil 5.22. Manyetik akının değişimi ..................................................................... 116 Şekil 5.23. Manyetik kuvvet çizgilerinin değişimi ................................................. 116 Şekil 5.24. Tasarlanan SMFDA motoruna ait 3D görünüşler ................................. 117 Şekil 5.25. 400.ms’de motor üzerinde oluşan manyetik akı yoğunluğunun dağılımı................................................................................................. 118 Şekil 5.26. 400.ms’de motor üzerinde oluşan manyetik akı yoğunluğunun vektörel olarak dağılımı...................................................................................... 118 Şekil 5.27. 400.ms’de sargılardaki akım yoğunluğunun dağılımı .......................... 119 Şekil 5.28. 400.ms’de motorda meydana gelen toplam kayıpların gösterimi ......... 119 Şekil 5.29. 0-100 ms aralığında motor momentinin değişimi ................................. 120 Şekil 5.30. 0-100 ms aralığında motor faz akımlarının değişimi ............................ 120 Şekil 5.31. 0-100 ms aralığında motor faz özindüktasnlarının değişimi................. 121 Şekil 5.32. 0-100 ms aralığında sargı kayıplarının değişimi ................................... 121 Şekil 6.1. Sargılarla birlikte motorun katı görünümleri (kesit) .............................. 122 Şekil 6.2. Sargılarla birlikte motorun katı görünümü (tam) ................................... 123 Şekil 6.3. Kesime hazır hale getirilmiş M330-50A silisli sacı ve teknik özellikleri ................................................................................................ 125 Şekil 6.4. Kalıplarda kesilen elektrik sacları ........................................................... 126 Şekil 6.5. Presleme ve paketleme ............................................................................ 126 Şekil 6.6. Tasarlanan motorun mili ......................................................................... 133 xxii Şekil Sayfa Şekil 6.7. Stator flanşı ............................................................................................. 134 Şekil 6.8. Motor kapakları....................................................................................... 134 Şekil 6.9. Motorun SolidWorks’da işlenmiş son hali ............................................. 135 Şekil 7.1. Kare dalga anahtarlama yönteminde fazların durumu ............................ 140 Şekil 7.2. Sinüs PWM anahtarlama yöntemi durumları .......................................... 141 Şekil 7.3. Histerezis akım kontrol yöntemi ............................................................. 142 Şekil 7.4. PWM ile akım kontrolü .......................................................................... 143 Şekil 7.5. PID kontrollü SMFDA motoru ............................................................... 144 Şekil 7.6. Hall effect sensörlerinin stator üzerinde kullanımı ................................. 146 Şekil 8.1. Motorun birinci kademede elde edilen farklı parametreleri arasındaki ilişki ........................................................................................................ 158 Şekil 8.2. Motorun ikinci kademede elde edilen farklı parametreleri arasındaki ilişki ........................................................................................................ 159 Şekil 8.3. Motorun üçüncü kademede elde edilen farklı parametreleri arasındaki ilişki ........................................................................................................ 160 Şekil 8.4. Motor birinci kademede iken çıkış gücü, verimi ve hızı arasındaki ilişki ........................................................................................................ 162 Şekil 8.5. Motor ikinci kademede iken çıkış gücü, verim ve hızı arasındaki ilişki ........................................................................................................ 162 Şekil 8.6. Motor üçüncü kademede iken çıkış gücü, verim ve hızı arasındaki ilişki ........................................................................................................ 163 Şekil 8.7. Motor birinci kademede iken hız, çıkış gücü ve tork arasındaki ilişki ... 163 Şekil 8.8. Motor ikinci kademede iken hız, çıkış gücü ve tork arasındaki ilişki .... 164 Şekil 8.9. Motor üçüncü kademede iken hız, çıkış gücü ve tork arasındaki ilişki .. 164 Şekil 8.10. Standart bir SMFDA motoru ile gerçekleştirilen yeni üç kademeli SMFDA motoru için verim karşılaştırması .......................................... 166 xxiii RESİMLER LİSTESİ Resim Sayfa Resim 6.1. Sarıma hazır hale getirilmiş stator ........................................................ 127 Resim 6.2. Polyester film malzemenin stator oluklarına yerleşimi ........................ 129 Resim 6.3. Sarım şemasının çıkarılması ve sargıların oluşturulması ..................... 129 Resim 6.4. Statorun sarımı ...................................................................................... 130 Resim 6.5. Sarılmış statorlar ................................................................................... 130 Resim 6.6. Mıknatıs tasarımı ve mıknatısların gövdeye yerleşimi ......................... 131 Resim 6.7. Motorun son görünüşleri (a) Komple görünüş (b) Sargılar dışarıda .... 136 Resim 7.1. 48V, 150A FDAM sürücü devresi ........................................................ 147 Resim 8.1. Kontrol sistemi, (a) İç görünüm (b) Dış görünüm ................................ 149 Resim 8.2. Test standı (Kısım 1) ............................................................................ 150 Resim 8.3. Test standı ve sürücünün programlanması (Kısım 2) .......................... 151 Resim 8.4. Birinci kademede 100 Hz’de motor akım ve geriliminin değişimi....... 152 Resim 8.5. Birinci kademede 200 Hz’de motor akım ve geriliminin değişimi....... 152 Resim 8.6. İkinci kademede 100 Hz’de motor akım ve geriliminin değişimi ........ 153 Resim 8.7. İkinci kademede 200 Hz’de motor akım ve geriliminin değişimi ........ 153 Resim 8.8. Üçüncü kademede 100 Hz’de motor akım ve geriliminin değişimi ..... 153 Resim 8.9. Üçüncü kademede 176 Hz’de motor akım ve geriliminin değişimi ..... 154 Resim 8.10. Yüklü çalışma deneyleri için kurulmuş olan test düzeneği ................ 155 Resim 8.11. Su freni ve motora akuple edilişi ........................................................ 156 Resim 8.12. 168 Hz ve 144 Hz değerlerinde akım ve gerilim dalga şekilleri......... 156 Resim 8.13. 168 Hz ve 144 Hz değerlerinde elde edilen motor hızı ve momenti .. 156 xxiv Resim Sayfa Resim 8.14. 190 Hz ve 172 Hz’de motor ikinci kademede iken akım ve gerilim profilleri ............................................................................................. 158 Resim 8.15. 190 Hz ve 172 Hz değerlerinde elde edilen motor hızı ve momenti .. 159 Resim 8.16. 176 Hz ve 136 Hz’de motorun üçüncü kademede akım ve gerilim profilleri ............................................................................................. 160 Resim 8.17. 176 Hz ve 136 Hz değerlerinde elde edilen motor hızı ve momenti .. 161 xxv SİMGELER VE KISALTMALAR Bu çalışmada kullanılmış tüm simgeler ve kısaltmalar açıklamaları ile birlikte aşağıda sunulmuştur. Simgeler Açıklama A Elektriksel yükleme, A/mm ar Kutup adımı, rad B Manyetik akı yoğunluğu, T Bm Motorun çakışık konumda aldığı maksimum akı yoğunluğu değeri, T βr Rotor kutup yay açısı, rad βs Stator kutup yay açısı, rad CWs Statorun boyunduruk kalınlığı, mm d Görev saykılı D Rotor dış çapı, mm Do Stator dış çapı, mm Di Stator iç çapı, mm Dsh Motor mil çapı, mm e Zıt elektromotor kuvvet, V F Manyeto motor kuvvet, AmperTur ϕ Akı, Wb g Hava aralığı, mm i Faz akımı, A Irms Maksimum akım değeri, A J Manyetik akım yoğunluğu, A/mm2 λ Gerçek akı değeri, Wb k2 Rotor kutup açısının rotor kutupları arasındaki mesafeye oranı kl Motor uzunluğunun rotorun dış çapına oranı xxvi Simgeler Açıklama k3 Stator kutup yay açısının rotor kutup yay açısına oranı kth Stator boyunduruk kalınlığının stator kutup yay genişliğinin yarısına oranı La Çakışık konum faz endüktansı, mH Lmax Maksimum faz endüktansı, mH Lmin Minimum faz endüktansı, mH Lu Çakışık olmayan konum faz endüktansı, mH M Ortak endüktans, mH m Faz sayısı µ Manyetik geçirgenlik, mH/m n Motor hızı, d/d N Sarım sayısı Ncl Bir fazda birbirine seri bağlı sargıların sayısı Pr Rotor kutup sayısı Ps Stator kutup sayısı θ Rotor konumu, derece Te Üretilen moment, Nm THs Bir stator kutbunun uzunluğu, mm TWr Bir rotor kutbunun yay uzunluğu, mm TWs Bir stator kutbunun yay uzunluğu, mm tu-a Çakışık olmayan konumdan çakışık konuma geçiş zamanı, ms Vcoil Sargı gerilimi, V Vs Uygulanan gerilim, V Wf Sargıda depolanan enerji, Joule Wm Dönüştürülen enerji, Joule We Toplam enerji, Joule Wc Koenerji, Joule xxvii Kısaltmalar Açıklama AA Alternatif Akım ARM Anahtarlamalı Relüktans Motor CW Saat Yönü CAD Bilgisayar Destekli Tasarım D Diyot DA Doğru Akım DAM Doğru Akım Makinesi EIA Elektronik Endüstrileri Birliği EMK Elektro Motor Kuvvet FDAM Fırçasız Doğru Akım Motoru FEM Sonlu Elemanlar Metodu I/O Giriş/Çıkış MMK Manyeto Motor Kuvvet PIC Programlanabilir Denetleyici Devresi PWM Darbe Genişlik Modülasyonu RAM Rastgele Erişilebilir Bellek R-Dump Sönümleme Dirençli SCR Silikon Kontrollü Doğrultucu SMSM Sabit Mıknatıslı Senkron Motor SMFDAM Sabit Mıknatıslı Fırçasız Doğru Akım Motoru T Tristör VA VoltAmper 1 1. GİRİŞ Teknolojinin gelişmesi ile birlikte insan hayatını kolaylaştırıcı yüksek verimli ve çevre dostu ürünlerin tasarlanması ve kullanılması kaçınılmaz bir durum haline gelmiştir. Dünyada gün geçtikçe kullanım alanı artan elektrikli bisikletler, elektrikli motosikletler ve elektrik otomobiller de bunlara verilebilecek en güzel örneklerdendir. Özellikle çevirici güç elektroniği devreleri üzerinde kaydedilen çalışmalar ve gelişmeler ile diğer elektrik makinelerine oranla fırçasız doğru akım makinelerinin (FDAM) daha az anahtarlama elemanına ihtiyaç duyması, verimlerinin yüksek olması, hacimlerinin ve ağırlıklarının az olması, moment yoğunluklarının ve moment/ağırlık oranlarının fazla olması nedeniyle özellikle değişken hızlı ve yüksek momentli uygulamalarda popüleritesi giderek artmaktadır. Elektrik motorları güç elektroniği devreleri ile kontrol edildiğinde döndürme momenti, hız ve ivmelenmesi iyileştirilebilmekte ve verimliliği arttırılabilmektedir. Ancak kullanılacak kontrol devresine karşılık elde edilecek üstünlükler; maliyet, boyut ve devre karmaşıklığının artışı nedeniyle her alanda kullanılamamaktadır. Bu nedenle elektronik kontrollü elektrik motorlarının kullanım alanları sınırlı kalmıştır. Bu tür motorların geniş kullanım alanı bulabilmesi için basit, düşük maliyetli ve güvenilir kontrol devrelerine ihtiyaç duyulmaktadır. Fakat özellikle son yıllarda üzerinde birçok akademik çalışma gerçekleştirilen sabit mıknatıslı fırçasız doğru akım motoru (SMFDAM); asenkron ya da DA motorların kullanılamayacağı uygulamalar başta olmak üzere çok sayıda uygulamada bu gereksinime cevap verecek aday konumundadır. Gerçekleştirilen araştırma ve geliştirme çalışması toplam 9 bölümden oluşmaktadır. Bölüm 2’de çalışmanın konusu ve kapsamı ile sabit mıknatıslı fırçasız doğru akım motorlarının başlıca kullanım alanı olan elektrikli araçların tarihçesi ve bu motorlar ile ilgili literatürde gerçekleştirilen çalışmalar ve tezin bilime olan katkısı üzerinde durulmuştur. Bölüm 3’te tasarlanan motorun matematiksel modeli çıkartılarak eşdeğer devre üzerinde gerekli parametrelerin nasıl elde edildiğine değinilmiştir. 2 Bölüm 4’te motorun tasarım sürecinden bahsedilmiştir. Tasarımdan önce belirlenen parametreler yardımı ile motorun ana boyutlarını belirleyecek fiziksel parametreler çıkartılmış ve motor tasarımında kullanılan katsayılar yardımı ile doğrulamalar yapılmıştır. Bölüm 5’te motorun analitik tasarımı sonlu elemanlar metodu ile doğrulanmıştır. Tasarlanan kaynaklar yardımıyla döndürülen motor modellerinin her aşamasında elde edilen moment, akı, manyetik alan enerjisi, çıkış gücü gibi değerleri kayıt altına alınmıştır. Bölüm 6’da prototip üretimi tamamlanan motorun fabrikasyon sürecinden bahsedilmiştir. Motorun üretim aşamaları ve prototip üretiminde karşılaşılan zorluklar ile bu zorlukların çözümü için geliştirilmiş olan teknikler anlatılmıştır. Bölüm 7’de fırçasız doğru akım makinelerinde kullanılan dönüştürücü teknolojilerinden bahsedilmiş, uygulamamız için seçilmiş olan dönüştürücü tipinin özelliklerine değinilmiş ve motorun çalışması için çok önemli yeri olan sürücü devresinden bahsedilmiştir. Bölüm 8’de tasarlanan üç kademeli stator yapısı olan fırçasız doğru akım motoru üzerinde gerçekleştirilen deneysel çalışmalara yer verilmiştir. Motorun analitik, benzetim ve deneysel çalışmalardan elde edilen sonuçları karşılaştırılmış ve sunulmuştur. 9. ve son bölümde ise çalışmada elde edilen sonuçların değerlendirilmesine ve gelecekte bu konuda yapılabilecek çalışmalara ışık tutması açısından tavsiye edilen noktalara yer verilmiştir. 3 2. ÇALIŞMANIN KAPSAMI, LİTERATÜR ÖZETİ VE TEZ ÇALIŞMASININ BİLİME KATKISI Bu bölümde elektrik motorlarının sınıflandırılması ve fırçasız doğru akım motorlarının bu sınıflandırmadaki yeri, temel motor denklemleri ile fırçasız doğru akım makinaları ile ilgili gerçekleştirilmiş çalışmalar üzerinde durulmuştur. Tasarlanacak olan ve kısaca hub motor olarak adlandırılan sürekli mıknatıslı fırçasız doğru akım motorunun temel uygulama alanı olan elektrikli araçlardan bahsedilmiş; elektrikli araçların tarihi geçmişi ve uygulamanın gerçekleştirilmiş olan tasarımlar arasındaki yeri ile tez çalışmasının bilime olan katkısından bahsedilmiştir. 2.1. Elektrik Motorlarının Sınıflandırılması Çalışmanın temelini oluşturan sabit mıknatıslı fırçasız doğru akım motorları (SMFDAM) ile ilgili temel ve detaylı bilgileri vermeden önce genel olarak elektrikli motorların sınıflandırılmasından ve temel motor eşitliklerinden bahsetmekte fayda vardır. Şekil 2.1’de verilen sınıflandırma metodu; motorların komütasyon tipine yani manyetik alanın nasıl oluşturulduğuna göre gerçekleştirilmiş bir çalışmadır [1]. Şekil 2.1. Elektrik motorlarının komütasyon tiplerine göre sınıflandırılması 4 2.1.1. Sabit mıknatıslı doğru akım (DA) motorları Bilinen en eski elektrik makinalarındandır. Doğru akım makineleri kolay kontrol edilebilme ve yüksek performansa sahip olma gibi önemli üstünlüklerinin yanında kolektör ve fırçalarından kaynaklanan mekanik arıza ve periyodik bakım gibi bazı istenmeyen zayıf yönleri de vardır. Şekil 2.2. Sabit mıknatıslı doğru akım motorları Sabit mıknatıslı DA motorlarında klasik doğru akım motorlarında kullanılan alan sargıları yerine sabit mıknatıslar bulunur. Sabit mıknatıslar, elektrik makinelerine yapı bakımından önemli faydalar sağlar. Bunların başında, makineye gerekli olan manyetik alanı üretmek için harici bir uyartım kaynağına olan ihtiyaç ve böylece uyartımdan kaynaklanan güç kayıpları ortadan kalkar. Sabit mıknatıslı makinelerde alan sargıları olmadığı için, serbest uyartımlı emsallerine göre daha yüksek verimleri vardır ve daha az malzeme kullanıldığı için daha az hacim kaplayarak daha düşük maliyette imal edilebilirler. Sabit mıknatıslı tip çoğu küçük DA motorları otomobillerde yaygın olarak kullanılır. Yol verme motorları, cam sileceği motorları, pencere motorları, havalı direksiyon motorları, pervane motorları ve diğer aksesuarları süren motorların hepsi DA motorlardır. Minyatür DA motorlarının çoğu taşınabilen ve batarya ile çalışan alet ve aparatlarda kullanım yeri bulmaktadır. 5 2.1.2. Alan sargılı DA motorları Klasik mıknatıslı tip DA motorlarından farkı, hem stator hem de rotor manyetik alanının oluşturulabilmesi için elektromıknatısların kullanılmasıdır. Seri, şönt ve kompunt makine olarak üç ana gruba ayrılır. Başka bir tipi de hem DA hem de AA’da kullanılma özelliğine bulunan üniversal motorlardır. Verimleri sabit mıknatıslı tip DA motorlarına göre sargılarda meydana gelen kayıplardan dolayı daha düşüktür. Kullanım alanı en geniş olan makineler grubunda bulunurlar. Elektrikli araçlar, ev aletleri gibi birçok alanda uygulama olanağı vardır. Şekil 2.3. Sargılı tip doğru akım motorları 2.1.3. Asenkron motorlar Asenkron motorlar, endüstride en fazla kullanılan elektrik makineleridir. Çalışma ilkesi bakımından asenkron motorlara indüksiyon motorları da denilmektedir. Diğer elektrik makinelerine göre daha düşük maliyetlidirler ve bakıma daha az ihtiyaç duyarlar. Bu özellikler, asenkron motorların endüstride en çok kullanılan motorlar olmalarına sebep olmuştur. Asenkron makineler endüstride genellikle motor olarak çalıştırılırlar, fakat belirli koşulların sağlanması durumunda generatör olarak da çalıştırılabilirler. 6 Asenkron makineleri senkron makinelerden ayran en büyük özellik, dönme hızının sabit olmayışıdır. Bu hız motor olarak çalışmada senkron hızdan küçüktür. Makinenin asenkron oluşu bu özelliğinden ileri gelmektedir. Şekil 2.4. Sincap kafesli asenkron motorlar Asenkron motorlar genel olarak stator ve rotor olmak üzere iki kısımdan yapılmışlardır. Stator, asenkron motorun duran kısmıdır. Rotor ise dönen kısmıdır. Asenkron motorun rotoru, kısa devreli rotor (sincap kafesli rotor) ve sargılı rotor (bilezikli rotor) olmak üzere iki çeşittir. Sanayide ve diğer birçok alanda büyük çoğunlukla kullanılan kafesli tip, yapımı en kolay, en dayanıklı, işletme güvenliği en yüksek, bakim gereksinimi en az ve en yaygın olan elektrik motorudur. Sincap kafesli asenkron motorun sakıncası kalkış momentinin nispeten küçük, kalkış akımının büyük olmasıdır. 2.1.4. Anahtarlamalı relüktans motorlar Anahtarlamalı relüktans motor; esas olarak senkron makine olan relüktans motorunun yarı iletken anahtarlarla kontrol etmeye elverişli olarak yapılan bir çeşididir. Bu motorun hem statorunda hem de rotorunda çıkık kutuplar var olup, sadece statorunda sargı bulunur. Bu yüzden motor bazen çift çıkıntılı motor olarak ta adlandırılır. Rotorlarında herhangi bir mıknatıs, sargı ya da kısa devre halkası 7 bulunmayıp sadece masif demir veya sac paketi içerir. Statorun ise basit eş merkezli kutuplardan oluşan bir yapısı bulunur. ARM’ler stator/rotor kutup oranlarına göre de sınıflandırılır. Şekil 2.5. Anahtarlamalı Relüktans motor Anahtarlamalı relüktans motor; temel olarak rotordaki bir çıkık kutbun statordaki sargı ile uyarılan kutup tarafından elektromıknatısta olduğu gibi manyetik relüktansın minimum olacağı konuma çekilmesi ile döner. Stator kutupları sırasıyla uyarılır ve her seferinde başka kutuplar çekilerek dönme devam eder. Bu çekme işlemi; uyarma akımının her seferinde aynı yönde uygulanması ile yapılabildiğinden ve kullanılacak dönüştürücüde akım yönünün değiştirilmesine gerek olmadığından, dönüştürücüdeki yarı iletken anahtar sayısı diğer elektronik kontrollü motorlara göre yarı yarıya azalır. 2.2. Elektrik Motorlarında Kullanılan Temel Elektromanyetik Eşitlikler Fırçasız doğru akım motorları ile ilgili detaylı bilgiler vermeden ve karmaşık bir motor tasarımı üzerinde yoğunlaşmadan önce, temel olarak elektrik makinelerin çalışma prensipleri ile ilgili elektromanyetik ve fiziksel eşitliklerden bahsetmekte fayda vardır. 8 Elektromanyetik bir alan içerisinde yer alan yüklü bir parçacık üzerinde meydana gelen kuvvet ilk kez 18. yy ’da keşfedilmiştir. Lorentz kuvveti olarak bilinen bu etki aşağıdaki eşitlik ile ifade edilir. F q[ E (v B)] (2.1) Burada ifade edilen F Lorentz kuvvetini(N), E elektrik alanını(V/m), B manyetik akı yoğunluğunu(T), q parçacığın elektriksel yükünü(coulomb), v parçacığın anlık hızını(m/s) gösterir. İletken içerisinde meydana gelen akım gerçekte elektrik yükünün hareketi olduğu için, akım taşıyan iletken üzerindeki manyetik alanın etkisi aşağıdaki eşitlik ile ifade edilebilir: F IL B (2.2) 1830’larda Michael Faraday indüksiyon kanunu (Lenz Kanunu) ortaya atmış ve bir elektrik devresinde indüklenen elektromotor kuvvetin (EMK) devredeki manyetik akının değişim oranına eşit olduğunu savunmuştur. E B t (2.3) Faraday’ın indüksiyon kanununa göre V hızında ve L uzunluğundaki iletken üzerinde B manyetik alan yoğunluğu bulunuyor ise iletkende indüklenen gerilim şu şekilde ifade edilebilir. BLV (2.4) Bu teorileri takiben 1860’larda James Maxwell; Maxwell eşitlikleri altında elektrik ve manyetizmayı birleştirme başarısını göstermiştir. Bu eşitlikler temel olarak elektriksel ve manyetik formlar arasında enerji transferinin nasıl gerçekleştirildiğini göstermekte idi. Şekil 2.6’da belirtildiği gibi, bir iletken içinden geçen akım iletken etrafında bir manyetik alan oluşmasına neden olmaktadır. 9 Şekil 2.6. İçinden akım geçen iletken etrafında meydana gelen manyetik alan Manyetik akı belirli bir alanda ölçülen manyetik alan miktarının ölçüsüdür. Kısacası; Φ harfiyle gösterilen manyetik akı, toplam manyetizmanın ölçüsüdür ve bu yönüyle elektrik yükün manyetik karşılığıdır. Manyetik akı yoğunluğu ise B harfiyle gösterilir ve birim kesit alandan geçen manyetik akı miktarının ölçüsüdür. Manyetik akı birimi weber'dir (Wb). Bu durumda manyetik akı yoğunluğu ise weber/ metre2’dir (Wb/m2). Ancak uluslararası SI birimlerde Tesla birimi de kullanılır (T). Buna göre 1T = 1 Wb/m2’dir. B A (2.5) Manyetik alan şiddetinin geleneksel (ve elektrik mühendisliğinde kullanılan) tanımı farklıdır. Manyetik alan şiddeti H simgesiyle gösterilir ve birimi de amper/m’dir. H MMF L (2.6) Oluşan manyetik alan ve manyeto motor kuvvet; manyetik devrenin R relüktansı üzerinde etkisini göstermektedir. Bu etki Ohm kanunu ile bağdaştırılabilir. MMF .R (2.7) Manyetik yolun relüktansı verilen bir manyetik devrede oluşan manyetik akı miktarının hesaplanmasında çok önemlidir. Bu değer manyetik geçirgenlik gibi fiziksel özelliklere bağlı olarak değişim gösterir. 10 R L 0 .r . A (2.8) 2.2.1. Manyetik geçirgenlik Herhangi bir ortam (boşluk, demir, vs.) için manyetik akı yoğunluğunun (B) manyetik alan gücüne (H) oranı sabittir ve bu oran “manyetik geçirgenlik sabiti” olarak adlandırılır. Manyetik geçirgenlik, bir malzemenin manyetik alan etkisinde kalması durumunda edinmiş olduğu mıknatıslılık özelliğinin derecesidir. Manyetik geçirgenliği yüksek olan malzemeler manyetik akının daha kolay geçmesine izin veren malzemelerdir. 0 r B H (2.9) Burada bahsi geçen 0 havanın geçirgenliğini ifade etmektedir ve değeri 4π.10-7 H/m’dir. Birçok malzemenin B-H eğrisi doğrusaldır yani doğrusal manyetik geçirgenlikleri bulunmaktadır. Hava, diamanyetik ve paramanyetik olan malzemeleri manyetik geçirgenlikleri bakımından Şekil 2.7’deki gibi göstermek mümkündür. Şekil 2.7. Farklı malzemelere ait B-H eğrileri [2, 3] Manyetik geçirgenliği havadan az olan malzemeler diamanyetik, fazla olan malzemeler ise paramanyetik malzemeler olarak adlandırılır. Manyetik malzemelerin bilinen en önemli sınıfı ferromanyetik malzemelerdir. Demir, nikel, kobalt ve mangan ile bileşikleri bunlara verilebilecek en güzel örneklerdendir. Bu materyallerin B-H eğrileri lineer olmayan bir özellik sergiler. 11 Şekil 2.8. Bilinen ferromanyetik malzemelerin B-H eğrileri [4] Ferromanyetik malzemelerin manyetik akı yoğunlukları hızlı bir artış gösterirken belirli bir manyetik alan şiddetinden sonra sabitlenir. Bu noktaya “doyum” noktası adı verilmektedir. Şekil 2.8’de verilen eğrilerde en fazla manyetik geçirgenliği olan silikon çeliği 1.8T gibi bir değerde doyuma ulaşmaktadır. Bu özelliklerinden dolayı elektrik motorları, generatörleri vb. gibi uygulamalarda sıkça kullanılan türlerdendir. 2.2.2. Artık mıknatısiyet ve histerezis kayıpları Maddede, kendisini mıknatıslayan manyetik alan ortadan kalktığı (şiddeti sıfıra düşürüldüğü) hâlde, devam eden mıknatıslık ya da bir başka deyişle, arta kalan manyetik akı yoğunluğuna “artık mıknatısiyet” adı verilir ve Br ile ifade edilip Tesla ile ölçülür. Nicel değeri histerezis eğrisinden okunabilir. Artık mıknatısiyet, söz konusu maddeye zıt yönlü bir manyetik alan uygulanarak giderilir. Artık manyetik akı yoğunluğunu sıfıra düşüren bu alan şiddetine “gideren alan” ya da “koersivite” denir ve Hc ile gösterilir, birimi A.m-1’dir ve nicel değeri histerezis eğrisinden okunabilir. Bir makinedeki histerezis kayıpları ise ferromanyetik malzemede gözlenen manyetik remenans, yani artık mıknatıslıkla ilgili bir durumdur. Şekil 2.9’da görüleceği üzere, belirli bir manyetik alan şiddetine ulaşmak için verilen enerji; malzeme üzerindeki 12 manyetik alan ortadan kalkarken ortaya konan enerjiden daha büyüktür. Bu durum her döngüde enerji kaybı ortaya çıkarır. Bu kayıp aşağıdaki eşitlik ile ifade edilir. Ph K h . f .B n (2.8) Şekil 2.9. Histerezis eğrisi Eşitlikte ifade edilen Kh malzemenin artık mıknatısiyetine bağlı bir sabittir. “n” ise Steinmetz katsayısı olup malzemeye göre değişiklik gösterir. Demir için 1,6’dır. “f” ise frekansı ifade etmektedir. 2.2.3. Eddy akımları Eddy ya da Foucault kayıpları olarak da adlandırılan girdap akım kayıpları, alternatif akım ya da zamanla değişen alanların söz konusu olduğu durumlarda malzemede ya da çekirdekte ortaya çıkan ısı (joule) kayıplarıdır. Eşitlik 2.9 ile ifade edilir; 2 Pe Ke . f 2 .Bmax (2.9) Faraday yasasına göre zamanla değişken bir alan içinde bulunan iletkenlerde bir gerilim indüklenir. Ferromanyetik malzemelerin moleküllerinde de bir gerilim 13 indüklenir. İndüklenen bu gerilimler sonucu oluşan akımlar moleküller arasında çevrimini tamamlamaya çalışır ve böylece ferromanyetik malzeme, birçok kısa devre olmuş sargılar gibi davranır. Meydana gelen girdap akımları, manyetik alan frekansında olacağından elektronların birbirine sürtünmeleri neticesinde moleküller ve moleküllerin teşkil ettiği kısımlar ısınır. Isı kaynağı teşkil eden bu kısımlardan cidarlara doğru bir ısı akışı meydana gelir ve cisim ısınır, dolayısıyla ısı kayıpları ortaya çıkar. Meydana gelen girdap akımları, manyetik alanın frekansı yanında malzeme cinsi, yapısı ve boyutlarına bağlıdır. Girdap akımlarının izledikleri yolları tam olarak belirlemek mümkün olmadığı gibi izledikleri yol da düzgün değildir. Girdap akımları, sadece malzemenin ısınmasına değil, aynı zamanda kendisini oluşturan alana ters yönde olacağından manyetik alanın da zayıflamasına neden olurlar. Bu durumu ortadan kaldırmak ve girdap akımlarının yollarını kısaltmak için lamine edilmiş dilimli silikon saclar kullanılır. Ticari motorlarda kullanılan laminasyon saclarının kalınlıkları 0,25 mm ile 1 mm arasında değişir. Şekil 2.10. Lamine sacların kullanımı ve eddy akımlarının azaltılması 2.3. Sürekli Mıknatıslı Fırçasız Doğru Akım Motorları (SMFDAM) Asenkron motorlar, senkron motorlar ile doğru akım (DA) motorları gibi klasik elektrik makinaları üzerine yapılan araştırmaların belirli bir doyuma ulaşmasından 14 sonra özel elektrik motorları üzerine yapılan çalışmalar, hız kazanmıştır. Bu kategoride değerlendirilen makinalardan biri de fırçasız doğru akım motorlarıdır. Sürekli mıknatıslı alternatif akım ve doğru akım motorları günümüzde birçok uygulamada sıkça kullanılmaya başlanmıştır. Bu motorlar, asenkron ya da DA motorların kullanılamayacağı uygulamalar başta olmak üzere çok sayıda uygulamada, verimlerinin yüksek olması, hacimlerinin ve ağırlıklarının az olması, moment yoğunluklarının ve moment/ağırlık oranlarının yüksek olması nedeniyle tercih sebebi olmaya başlamıştır. Sürekli ya da sabit mıknatıslı fırçasız doğru akım motorları (SMFDAM); rotoru sabit mıknatıs yapısında, çok fazlı (genellikle üç fazlı), statorunda armatür sargıları bulunan senkron motorlar olarak ta bilinirler. Bu motorların senkron hızda dönmeleri, fırça ve kollektörler yapıları bulundurmamasından dolayı kullanım alanlarını gün geçtikçe genişletmektedir. Özellikle yanıcı ve patlayıcı maddelerin bulunduğu ortamlarda güvenli bir şekilde kullanılmaları ile dikkat çekmektedirler. Fırça ve kollektörün bulunmaması nedeniyle de periyodik bakım gerektirmezler. SMFDAM’ları, kendi sınıfından olan sabit mıknatıslı senkron motorlara göre, güç/ağırlık oranı bakımından %25 daha avantajlıdır. Bu oran; aynı boyutta üretilen SMFDAM’unun SMSM’ dan %25 daha fazla güç ürettiği anlamına gelir. Bu nedenle, fırçasız DA motorunun kullanımı her geçen gün artmaktadır. SMFDA motoru ilk olarak 1962’de T.G. Wilson ve P.H. Trickey’ in “ DC Machine with Solid State Commutation” adlı çalışmalarında ortaya çıkmıştır. Ancak o günün teknoloji şartları altında 5 beygirden büyük endüstriyel motorlar bir süre sadece pratikte var olmaktaydılar [5]. 80’li yılların başlarında yüksek güçteki sürekli mıknatıs malzemeleri ve yüksek gerilim transistörleri alanında yapılan çalışmalar ve buluşlar sonrası bu tip motorlar ve kontrolü çok daha geniş bir şekilde incelenmeye başlanmış ve birçok alanda hayatımıza girmiştir. Asenkron motorların veriminin kayma ile değişmesi, reaktif akıma ihtiyaç duyması ve özellikle robotik gibi üstün performanslı uygulamalarda gereksinim duyulan yüksek moment/ağırlık oranını karşılamaması nedeniyle, alternatif çözüm arayışları 15 başlamış ve bu anlamda yüksek performanslı uygulamalar için farklı motorlar geliştirilmiştir [6]. Son yıllarda, literatürde FDAM motorları ile ilgili olarak kontrol alanında birçok çalışma yapılmıştır. Hoang ve Dessaint (1989), senkron motorlar için bir adaptif akım denetim yapısı önermişlerdir. Sistemin dinamik ve statik performansına göre histeresiz ve tahminsel denetim yapılarından biri seçilmektedir [7]. Nandam ve Sen (1990), SMSM için adaptif gözlemleyici tabanlı, değişken yapılı bir denetleyici tasarlamışlardır. Tasarladıkları denetleyici sistem parametrelerinin kestirimini amaçlamıştır [8]. Bose (1990), alternatif akım motorları için bir adaptif histeresiz akım denetleyicisi önermiştir. Denetleyici histeresiz, bant modülasyonunu çalışma şartlarına göre sistem parametrelerinden hareketle hesaplamaktadır [9]. Hemati vd. (1990), robot uygulamaları için SMSM’nin dayanıklı lineer olmayan denetimini yapmışlardır [10]. Raymond ve Jeffrey (1991), SMSM’nin Motorola 68020 mikroişlemcisini kullanarak gerçek zamanda (real-time) adaptif denetimini yapmışlardır. Oluşturulan denetleyici için motor sistemi lineerleştirilmiş, eviricinin lineer olmayan etkileri ve modellenemeyen sistem dinamikleri ihmal edilmiştir. Denetleyicinin yeniden hesaplanabilmesi için mekanik parametrelerin kestirimi gerçekleştirilmiştir [11]. Pelczewski vd. (1991), SMSM’nin optimal model takipli denetimini yapmışlardır. Denetleyicinin hesaplanması için motor modeline ve lineerleştirilmesine ihtiyaç bulunmaktadır [12]. Matsui ve Ohashi (1992), SMSM için DSP tabanlı adaptif bir denetleyici önermişlerdir [13]. Chern ve Wu (1993), değişken yapılı denetleyici kullanarak SMSM’nin konum denetimini yapmışlardır. Bilinmeyen yük ve motor parametrelerine göre denetleyici her an yeniden hesaplanmaktadır. Sistem modeline ihtiyaç vardır ve çok uzun hesaplamalar yapılmaktadır [14]. Sharaf ve Ghosh (1993), SMSM için kural tabanlı bulanık mantık denetleyici önermişlerdir [15]. Suyitno vd. (1993), servomotorlar için bulanık mantık kullanılarak değişken yapılı bir denetleyici 16 önermiştir. Denetleyici yapısı bulanık mantık ile sürekli değiştirilmektedir [16]. Ko vd. (1994), adaptif yük momenti gözlemleyicisi kullanarak SMSM için dayanıklı bir sayısal konum denetleyicisi önermişlerdir [17]. Liu ve Cheng (1994), rotor konumu algılanmadan SMSM’nin kendinden-ayarlı (self-tuning), model-takipli (modelfollowing) ve model-referans adaptif denetimini yapmışlardır. İki stator akım ve gerilimleri kullanılarak akı kestirimi yapılmıştır. Sistem modeline bağımlılık vardır [18]. Liaw ve Cheng (1994), motor sürücü sistemleri için yeni bir bulanık denetleyici önermişlerdir [19]. Cerruto vd. (1995), robot uygulamalarında kullanılan SMSM için dayanıklı bir sayısal konum denetleyicisi önermişlerdir [20]. Chung vd. (1998), yeni bir ani moment denetim yöntemi önermişlerdir. Model referans adaptif sistem kullanılarak motor akısı kestirimi yapılmış ve bu kestirim sonucu matematiksel model kullanılarak denetleyici hesaplanmıştır [21]. Bolognani vd. (1999), Kalman filtreli rotor ve hız parametrelerinin kestirimi için salgılayıcısız dijital bir sürücü tasarımı yapmışlardır [22]. Petrovic vd. (2000), moment dalgalanmalarını önlemek için yeni bir adaptif kontrol yöntemi önermişlerdir. Zadeh (2001), deneysel bir vektör kontrollü denetleyici üzerinde TMS320C31 DSP kullanarak sabit moment kontrolünü gerçekleştirmiştir [23]. Zhao vd. (2004), çok yüksek hızlarda 200000 (d/d) sabit mıknatıslı senkron motorun DSP tabanlı kontrolünü gerçekleştirmişlerdir [24]. Yue vd. (2005), uzay uygulamaları için 3 eksenli hareket simülatöründe kullanılmak üzere sabit mıknatıslı senkron motorun adaptif kontrolle denetimini gerçekleştirmişlerdir. Kim vd. (2005), sabit mıknatıslı senkron motor için gerilim bozulmalarını kontrol amaçlı PWM VSI inverter geliştirmişlerdir [26]. Araç teknolojisinde kullanılmakta olan fırçasız doğru akım motorlarının tasarımı ile ilgili birçok çalışma gerçekleştirilmiştir [27-36]. Benzer çalışmalar batarya teknolojisinin geliştirilmesi aşamalarında da gerçekleştirilmiştir [37-42]. Özellikle son yıllarda elektrikli araç motorları üzerinde gerçekleştirilmiş olan moment ve hız kontrolü üzerine gerçekleştirilen çalışmalar kayda değerdir [43-51]. 17 2.3.1. Sürekli mıknatıslı fırçasız doğru akım motorlarının yapısı ve tipleri SMFDA motoru yapı olarak, statoru birbirine art arda yerleştirilmiş silisli lamineler, oluklara yerleştirilmiş sargılardan ve sürekli mıknatısları bulunan bir ya da daha çok rotordan oluşur. Genel olarak statorları asenkron motorların statoruna benzemekle beraber sargılar farklı şekillerde sarılabilmektedir. Stator gövdesindeki boşluklardan geçen bobinler bir araya gelerek stator sargısını meydana getirmekte ve stator etrafında kutup çiftleri halinde dağılmaktadır. Şekil 2.11. Sürekli mıknatıslı fırçasız doğru akım makinesi Çoğu SMFDA motorunun yıldız şeklinde bağlanmış üç adet stator sargısı vardır. Sürekli mıknatıslı alternatif akım motorlarında sargılar stator boyunca sinüzoidal olarak dağılırlar ve sinüzoidal formda EMK üretirler. SMFDA motorları ise stator sargıları trapezoidal biçimde dağılır ve endüklenen EMK trapezoidal formdadır. Bu amaçla SMFDA motoru stator sargıları kutup ayaklarının altına yığılmış biçimde yer alır. 18 Rotorda ise sürekli mıknatıs olarak çoğunlukla Neodmiyum Demir Bor (NdFeB) tip nadir toprak mıknatıslar kullanılr. Ayrıca Samaryum Kobalt (SmCo) gibi az bulunur ve pahalı mıknatıslar da küçük boyutlarda yüksek manyetik alan yoğunluklarına ulaşılabilmektedir. Bu tip mıknatıslar özellikle uzay ve havacılık uygulamalarında kullanılmaktadır. Kullanılan kutup sayısı ve mıknatısın cinsi, elde edilmek istenen manyetik alan yoğunluğuna göre değişmektedir. Sürekli mıknatıslı motorlar kendi aralarında da rotor yapısına ve kullanım alanına göre sınıflandırılmaktadırlar. SMFDA motorlarını yapı olarak dört grupta tanımlanabilir: Yüzey mıknatıslı (Surface magnet) Yüzeye gömülü mıknatıslı (Inset magnet) Dâhili mıknatıslı (Interior magnet) Hava boşluklu sargılı (Air gap winding) Yüzey Mıknatıslı SMFDA Motorları Şekil 2.12’de 6 kutuplu yüzey mıknatıslı SMFDA motorunun kesiti görülmektedir. Görüldüğü gibi mıknatıslar rotor yüzeyi üzerinde yer almaktadır. Sürekli mıknatıslar rotora yapıştırılarak ya da yüksek hızlardaki çalışmalarda mıknatıs savrulmalarını engellemek amacıyla bir bilezikle rotora tutturularak sabitlenirler. Yüzey mıknatıslı SMFDA motorları stator olukları ve sargı yapısı olarak klasik asenkron motorlarına bezerler. Motorun stator gövdesini oluşturan ferromanyetik yaprakların malzeme cinsi ve kalınlığı çalışma frekansı ve istenen verimliliğe göre değişir. Ayrıca kullanılan sürekli mıknatıs malzemenin kalitesi arttıkça daha yüksek verimlilik ve güç yoğunluğu elde edilir. 19 Stator Rotor Sürekli mıknatıs Mil Şekil 2.12. Yüzey mıknatıslı SMFDA motorları Bu tip motorlarda sürekli mıknatıslar hava boşluğuyla çevrelenmiştir ve stator akısının oluşturduğu MMK harmoniklerine maruz kalmaktadırlar. Dolayısıyla yüzey mıknatıslı motorlarda bir miktar mıknatıs kayıpları meydana gelmektedir. Yüzeye Gömülü Mıknatıslı SMFDA Motorları Şekil 2.13’de 6 kutuplu yüzey mıknatıslı SMFDA motorunun kesiti görülmektedir. Bu tip motorların yüzey mıknatıslı SMFDA motorlarına göre tek farkı mıknatıslarının rotor yüzeyi üzerindeki oluklara gömülü olmasıdır. Böylece mıknatıs kutupları havayla daha az temas halinde olarak, yüzey mıknatıslı motorlara göre mıknatıs kayıpları biraz daha azalmaktadır. Ayrıca d ve q eksen endüktansları arasında yaratılan küçük fark sayesinde yüzey mıknatıslı motora göre daha yüksek hızlara çıkmak mümkündür. 20 Stator Rotor Sürekli Mil mıknatıs Şekil 2.13. Yüzeye gömülü mıknatıslı SMFAD motorları Dâhili Mıknatıslı SMFDA Motorları Dâhili tip mıknatıslar, yüzey mıknatıslı ve yüzeye gömülü mıknatıslı motorların bazı eksikliklerini gidermek amacı ile yapılmışlardır. Rotorlarındaki dâhili mıknatıs tasarımı sayesinde mıknatıslar stator harmoniklerinden büyük derecede korunmuş olurlar. Bu tip motorların akı yoğunlaşmalı ve gömülü tip olmak üzere çeşitleri mevcuttur. Stator Rotor Sürekli mıknatıslar Mil Şekil 2.14. Akı Yoğunlaşmalı SMFDA Motoru 21 Şekil 2.14’te akı yoğunlaşmalı SMFDA motoru görülmektedir. Bu tip motorlarda motorda oluşan akı hava boşluklarından mıknatıslara radyal biçimde geçerler. Rotorun merkez noktası ise kısa devreyi engellemek amacıyla mıknatıslanmaz malzemeden olmaktadır. Kutup sayısı tipik olarak yüzey mıknatıslılara göre fazladır. Yüzey mıknatıslı motorlarda olduğu gibi mıknatıs alanı elde etme ihtiyacı, rotor içine çok sayıda mıknatıs kutup çifti yerleştirilerek giderilmiştir. Gömülü mıknatıslı motorlar rotorlarının sürekli mıknatıslara doldurulmasından elde edilmektedir. Stator Sürekli mıknatıs Rotor Mil Şekil 2.15. Dâhili mıknatıslı SMFDA motoru çeşitleri Hava Boşluklu SMFDA Motorları Hava boşluklu stator sargılıları bulunan motor kesiti Şekil 2.16’da görülmektedir. Yüzey mıknatıslı bu motorlarda, modern mıknatıs türlerinin hava ile çok az derecede etkileşime girmesi özelliğinden yararlanılmıştır. Bu sayede stator olukları hava boşluğu ve bu nedenle ortaya çıkan harmonikler ortadan kaldırılmış olur. Hava boşluklu sargılı SMFDA motorlarının bahsedilen diğer motorların statorlarına göre de daha basit bir yapısı vardır. Bu tip motorlarda tipik SMFDA motorlarından farklı olarak sargıların kullanılmasına olanak sağlanır. Ayrıca, yapısı dolayısıyla, vuruntu momenti denen sürekli mıknatıslar ile stator oluklarının etkileşiminden doğan istenmeyen etki bu motor türünde yoktur. 22 Stator Stator sargıları Rotor 50 Sürekli Mil mıknatıs Şekil 2.16. Oluksuz hava boşluklu SMFDA motoru Yukarıda bahsedilen ve rotor yapısına göre dört gruba ayrılan SMFDA motorlarını rotorun konumuna ya da kullanım alanlarına göre üç gruba ayırmak ta mümkündür. Bunlar; Dış rotorlu radyal akılı SMFDA motoru İç rotorlu radyal SMFDA motoru Disk tipi eksenel akılı SMFDA motoru Şekil 2.17. SMFDA motorların rotorun konumuna göre tipleri 23 Dış Rotorlu Radyal Akılı SMFDA Motorları Dış rotor tipinde, mıknatıslar stator sargısının dışında bulunan rotor yuvarlağının içine yerleştirilir. Bu durum, dönen kısmın kütlesinin artmasına ve atalet momentinin yükselmesine sebep olur. Artan atalet momenti ile hız değişimi azalır. Mıknatısların rotor yuvası içine yapıştırılarak tutturulabilmesi üretimi kolaylaştırır. Tek rulman ve tek yatak kullanım sistemi basitleştirir, Mıknatıslar geniş bir yüzeye yerleştirilebilir. Bu açıdan düşük kaliteli mıknatıs kullanma imkânı verir. İç Rotorlu Radyal Akılı SMFDA Motorları Kullanım alanı en fazla olan tip iç rotorlu SMFDA motorlarıdır. Rotor statorun içinde yer alır. Sürekli mıknatıslar rotor içine çeşitli şekillerde yerleştirilmiştir. Şekil 2.12 - Şekil 2.16’da verilen motor tipleri buna örnek olarak verilebilir. Disk Tipi Eksenel Akılı SMFDA Motorları Sürekli mıknatıslar, disk şeklindeki rotorun bir yüzeyine yerleştirilmiştir. Stator sargıları, mıknatıslara karşılıklı gelecek şekildedir. Stator sargıları baskılı devre şeklinde imal edilebilir. Bu tür makinalar düşük hızlar için uygundur. 1000 d/d'nın üzerindeki hızlarda stator veya rotor disk çeliğinde ısı problemleri çıkabilir. Şekil 2.17’de disk tipi makine gösterilmiştir. 2.3.2. Temel çalışma prensibi SMFDA motorları klasik doğru akım motorları ya da asenkron motorlar gibi doğrudan güç kaynağına bağlanarak çalıştırılamazlar. Bunun için bir sürücü sistemine ihtiyaç duyulmaktadır (Şekil 2.18). İki ve daha çok fazlı çeşitleri bulunan bu motorların, üç fazlı tipleri yaygın olarak kullanılmaktadır. SMFDA motoru bir DA güç kaynağının stator faz sargılarının mikro-denetleyici kontrolünde bir güç elektroniği devresi üzerinden tetiklenmesiyle çalışmaktadır. Sürekli mıknatıslar rotor akısını oluştururlar. Enerjilenen stator sargıları da oluşturduğu elektromanyetik alan ile rotor mıknatıslarını çekerek rotorun dönme hareketini sağlarlar. Uygun sırayla stator fazları enerjilenerek döner alanın sürekliliği sağlanır. Döner alanın rotor tarafından takip edilmesiyle motorun çalışması gerçekleşmiş olur. 24 Şekil 2.18. SMFDA motorlarının temel çalışma prensipleri SMFDA motorunun çalışmasını açıklamak için, 3 fazlı bir SMFDA motorunun 6 adımdan oluşan bir komütasyon düzeni ile sürülmesi örnek verilebilir. A, B ve C, SMFDA motorunun sargı fazları olmak üzere, komütasyon faz enerjilenme sırası AB – AC – BC – BA – CA – CB şeklinde olur. Her bir adımda iki faz aktif olmaktadır. Maksimum moment elde etmek amacıyla evirici her 60°’de bir tetiklenir ve böylece zıt EMK ile aynı fazda olması sağlanır. Rotor pozisyonu algılayıcılar ile elde edilerek ya da zıt EMK geçişlerinden faydalanarak tetikleme senkronizasyonu sağlanır. Bu konu daha sonraki bölümlerde SMFDA motorlarda komütasyon başlığı altında detaylı olarak incelenecektir. 2.4. SMFDA Motorlarının Avantaj ve Dezavantajları SMFDA motorları diğer DA ve AA motorlarla karşılaştırıldıklarında aşağıdaki üstünlükleri göstermektedir. 25 Elektrik motorları içerisinde en yüksek moment yoğunluğu olan motorlardır. Komitasyon elektronik olarak yapılır, fırça kayıpları yoktur. Rahatlıkla iç ve dış rotorlu olarak tasarlanabilirler. Rotor sargıları olmadığı için rotor hafiftir. Dolayısı ile atalet momentleri düşük olup dinamik performansları çok iyidir. Mükemmel hız kontrol olanağı vardır. Verimleri çok yüksektir. Fırçasız yapı sebebi ile fırçadan çıkan karbon tozlarını içermemektedir. Uyarma akımına ihtiyaç duymazlar. Güvenilir çalışma ortamı sağlarlar. Soğutması kolaydır. Yüksek hızlarda çalışma imkânı verirler. Sessiz çalışma sağlarlar. Hava aralığı endüksiyonları yüksek olduğu için daha az sargıya gereksinim duymakta ve daha küçük dış çapları vardır. Bakım maliyetleri düşüktür. Güç katsayıları yüksektir ve sürücü daha verimli kullanılabilir. Tüm bu avantajların yanında SMFDA motorlarının dezavantajlarını şu şekilde izah etmek mümkündür: Kontrol devresi karmaşıktır. Rotor konumu algılayıcı sensörler (optik, alan etkili) kullanılır. Maliyetleri yüksektir. Kullanılan mıknatıs malzemelerin, uygun seçilmemesi durumunda uzun vadede mıknatısların çeşitli atmosferik ve termik etkilerin sonucu mıknatısiyetliğini kaybetmeleri makina için olumsuz bir etkidir. Yüksek hızlı uygulamalarda yüzey yerleştirmeli mıknatısların tutturulması diğer bir problem olarak göze çarpmaktadır. Generatör olarak çalışma durumunda, gerilim ayarı uyartım akımı ayarlanamadığından yapılamaz. 26 2.5. SMFDA Motorların Diğer Motor Tipleri İle Karşılaştırılması ve Kullanım Alanları Günümüzde kullanılan başlıca elektrik motorları asenkron motor, senkron motor ve doğru akım motorlarıdır. Bu motorların hepsinin elektronik devrelerle kontrol edilerek mekanik çıkışları iyileştirilebilir. Doğru akım motoru kontrolü en kolay olan motor olmasına rağmen fırça ve kolektörlerinin zamanla aşınması, bakım gerektirmesi ve boyutunun diğer motorlardan büyük olması, maliyeti ve patlayıcı ortamlarda kullanılamaması nedeniyle yerini zamanla asenkron ve senkron motora bırakmıştır. Çizelge 2.1. SMFDA motorunun diğer motorlarla karşılaştırılması [88] Asenkron Motor Senkron Motor DA Motoru SMFDA Motoru Adım Motoru ARM Besleme Şekli Alternatif Gerilim Alternatif Gerilim Doğru Gerilim Doğru Gerilim Doğru Gerilim Doğru Gerilim Uyarma Durumu Uyarma Gerekmez Doğru Gerilimle Uyarma Doğru Gerilimde Uyarma Uyarma Gerekmez Uyarma Gerekmez Uyarma Gerekmez Dönüştürücü Değişken Hız Uygulaması Gerekir Değişken Hız Uygulaması Gerekir Kısmen Bakım Gerekir Değişken Hız Uygulaması Gerekir Daima Gerekir Daima Gerekir Daima Gerekir Bakım Gerekir Yok Denebilir Yok Denebilir Yok Denebilir Ucuz Pahalı Pahalı Pahalı Orta Ucuz Dönüştürücü Maliyeti Pahalı Pahalı Orta Pahalı Orta Pahalı Verim Orta Orta Orta İyi Orta İyi Çalışma Ortamı Her Ortamda Çalışır Her Ortamda Çalışır Patlayıcı Ortamlarda Kullanılmaz Her Ortamda Çalışır Her Ortamda Çalışır Her Ortamda Çalışır Stabilite İyi İyi İyi İyi İyi İyi İşletme ve Bakım Masraf Motor Maliyeti Yok Denebilir 27 Bu iki motor türüne genel olarak alternatif akım motorları adı verilir. Elektronik kontrol devreleriyle asenkron alternatif akım motorlarının çalışmaları iyileştirilebilmesine karşın bu motorların karmaşık yapıda ve pahalı olmasının yanında hız ve moment kontrollerinin zor olması nedeniyle uygulamada problem yaşanmaktadır. Geniş uygulama alanı bulabilecek elektronik kontrollü motorlar için motor kadar elektronik devrenin de basit olması gerekmektedir. Son yıllarda üzerinde yoğun bir şekilde çalışmalar yapılan SMFDA motorları; motorun dezavantajları ekonomik biçimde ortadan kaldırılabildiği takdirde birçok alanda halen kullanılan motorların yerini alabileceği, hatta maliyet ve güvenilirlik açısından daha üstün olabileceği görülmektedir. SMFDA motorunun diğer motorlarla karşılaştırılması Çizelge 2.1’de verilmiştir. Daha geniş bir ifadeyle; SMFDA motorlarının aynı boyutta aynı soğutma ile DA makinalarından ve asenkron makinalarından daha iyi verim ve güç faktörü vardır. Çıkış güçleri, diğer makinalara nazaran %20 ile %50 arasına varan değerlerde fazla olabilir. Güç devreleri, asenkron makina PWM devreleri ile benzerlik göstermektedir. Kontrol edilebilir hız genişliği, asenkron makinalarından daha fazladır. SMFDA motorlarının moment dalgalanması, anahtarlamalı relüktans motorun moment dalgalanmasından daha azdır. Kalkış akımları, asenkron motorların kalkış akımlarına göre düşük, momentleri yüksektir. DA makinalarda, fırça tozlarından kaynaklanan endüvi kısa devre problemi SMFDA motorlarında ortadan kalkar. Kollektörsüz ve fırçasız olmalarından dolayı, makine uzunluğu klasik DA makinalarına nazaran küçüktür. Kazanılan uzunluk sayesinde, daha küçük endüvi yüzeyi ile aynı moment elde edilir. Atalet momenti azalır ve yüksek hız elde edilir. SMFDA motorlarının asenkron ve DA makinalarına kıyasla, güç/ağırlık ve döndürme momenti/akım oranları daha yüksektir. Bununla birlikte SMFDA motorlarının kullanıldığı uygulama alanlarından başlıca olanları aşağıdaki gibi sıralanabilir. Otomotiv sektöründe; petrol tankının içinde yakıt pompası, Otomatik kontrollü klima motoru, 28 Endüstri tesislerinde; servo sistemlerde, robotik uygulamalarda, fan ve basınçlı hava makinalarının tahriki, Bilgisayar endüstrisinde; yazıcı ve disk sürücüleri, Elektronik eşyalar, Kompakt disk ve kasetçalar motorları, Elektrikli araçlar, Lokomotif endüstrisinde, raylı sistem araçlarının tahriki, Ev aletlerinde, çamaşır makinası tahriki. 2.6. Tezin Amacı, Kapsamı ve Bilime Katkısı Literatürde 1800’lü yıllardan bu yana elektrikli araç ve sürekli mıknatıslı fırçasız doğru akım motorları ilgili tasarım, sürücü devresi geliştirme ve optimizasyon konularında birçok çalışma yapılmıştır. SMFDA motoru ile elektrikli araçların tarihçeleri kısımlarında bahsedildiği gibi daha önce çok kademeli bir stator yapısı bulunan fırçasız tip sürekli mıknatıslı doğru akım motoru ile ilgili benzer bir çalışmanın yapılmadığı göze çarpmaktadır. 2.6.1. Niçin? Gerçekleştirilecek olan tez çalışmasında elektrik araç motoru seçiminin temel nedeni olarak elektrikli araç teknolojisinde bugün gelinen nokta gösterilebilir. Böyle bir çalışmayı gerçekleştirmeden önce cevaplanması gereken şu soruları göz önünde bulundurmak gerekmektedir: Nasıl bir elektrikli araç geliştirilebilir? Tek motor mu yoksa her tekerlekde bir motor konfigürasyonu mu etkilidir? Hangi motor tipi kullanılmalıdır? ASM, SMFDAM, WRDC, ARM? Seçilen motor tipinde hangi konfigürasyon tercih edilmelidir? İç rotorlu mu dış rotorlu mu? Bu konuda dünyadaki belli başlı ticari motorlar ve özellikleri incelendi mi? 29 Ticari olarak satılan elektrikli araçların çok büyük bir çoğunluğunda tek motor teknolojisine vardır. Benzer şekilde aynı üreticilerin neredeyse tamamı hub motor üzerinde çalışmakta olup önümüzdeki 7-10 yıllık süre içerisinde bu araçların pek çoğunun hub teknolojisine geçeceği ve hâlihazırda test çalışmalarını sürdürdükleri söylenebilir. Tek Motor mu Yoksa Her Tekerlekde Bir Motor Konfigürasyonu Etkilidir? Hub motorların kullanıldığı her tekerlekte bir motor konfigürasyonu bulunan araçların tek bir motor konfigürasyonu bulunan araçlara karşı sağladığı avantaj ve dezavantajları şu şekilde açıklayabiliriz. Dezavantaj: Güç, tork ve açısal hızın çarpımına eşittir (P = τω). Fırçasız doğru akım motorlarının ortaya çıkmasıyla birlikte daha önceki tasarımlara oranla daha yüksek hızlar elde edilebilir durumdadır. Dolayısı ile yüksek hızlı ve düşük torklu, hafif ve küçük motorlu araçlar yapılabilmesine rağmen bu, hub motorlu yapılarda mümkün değildir. Hub motorlar genellikle daha ağırdır. Hub motorlu yapılarda tekerlek ağırlığı fazla olacağından dolayı sürüş çok da hafife alınmayacak düzeyde hantal hale gelebilir. Burada aracın toplam ağırlığı da önemli bir etkendir. Hafif tekerlekler daha düzgün bir sürüş olanağı sağlamaktadırlar. Hub motorlu otomobillerin gerçekçi ağırlık miktarı 10 ila 30 kg arasındadır. Bu sebeplerden dolayı hub motorlu elektrikli araçlar sadece iki tekerde birer motor yerine genellikle her tekerinde bir motor olacak şekilde tasarlanır. Dolayısı ile teker başına düşen ağırlık azaltılabilir. Bu genel olarak, aracın klasik elektrikli araçlardaki gibi tek bir motor yerine toplamda dört adet motor taşıyacağını ifade etmektedir. Dolayısı ile yapı daha kompleks bir hal alır. Avantaj: Bunun yanında yapısal olarak dört tekeri birden sürmek başlı başına büyük bir avantajdır. Maksimum tork üretiminin kolaylaştığı söylenebilir. Hub motorlar kolaylıkla 700 Nm tork üretebilir. Bu zorlu ve kaygan yol koşullarında diğer elektrikli araç türlerine oranla daha yüksek bir ilerleme kabiliyeti sunmaktadır. Dahası; dişli kutusu, diferansiyel, tahrik milleri ve 30 akslar gibi güç iletim birimleri gereksiz hale gelir. Genel kayıplar azalır ve araç daha az kompleks hale gelir. Alan genişler ve araç hafifler. Her tekerlekteki motor elektronik olarak kontrol edilir. Bundan dolayı ABS, çekiş kontrolü ve stabilite kontrolü gibi modern kontrol yöntemleri böyle bir araçta otomatik olarak eklenmiş olur. Rejeneratif frenleme mümkündür. Hangi Motor Tipi Kullanılmalıdır? ASM, SMFDAM, WRDC, ARM? Elektrikli araçlarda genel olarak kullanılan motor tipleri Asenkron Motorlar, DA Motorlar (Kalıcı Mıknatıslı / Rotoru Sargılı), Anahtarlamalı Relüktans Motorlar ve Fırçasız DA Motorlar olarak verilebilir. Bölüm 2.5’te verilen detaylı bilgiler ışığında ve buna ek olarak kg başına 45 Nm’ye varan moment üretme kapasiteleri ile bu çözüme en uygun SMFDA motoru gösterilmektedir. Seçilen Motor Tipinde Hangi Konfigürasyon Tercih Edilmelidir? İç Rotorlu mu Dış Rotorlu mu? Tek bir motora bulunan elektrikli araçların tamamında iç rotorlu motorlar kullanılmaktadır. Buna karşılık her tekerlekte bir motorun bulunduğu elektrikli araçların da hemen hepsinde dış rotor konfigürasyonu bulunan motorlar kullanılmaktadır. Şekil 2.19. iç rotorlu ve dış rotorlu yapılar verilmiştir. Şekil 2.19. İç rotorlu ve dış rotorlu yapılar Gerçekleştirilen tez çalışmasında bir hub motor tasarlanacağı için kullanılacak olan konfigürasyon dış rotorlu tiptedir. 31 Ayrıca motor tipi olarak da SMFDA motoru seçilmelidir. Çünkü asenkron ve anahtarlamalı relüktans motorların dış rotorlu olarak yapılması pratikte mümkün olmamaktadır. Bu durum uygulanabilir dahi olsa dişlisiz olarak kullanılmaları mümkün değildir. Dolayısı ile hub motor olarak kullanımları mümkün değildir. Diğer bir alternatif ise klasik tip dış rotorlu motordur. Ancak bu motorda fırça gereksinimine ihtiyaç duymakta ve pratik olarak bu tip araçlarda kullanılmamaktadır. Yukarıda bahsedilen sebeplerden ötürü hub motor olarak tasarlanacak motorun SMFDA motoru olması gerekmektedir. Bu motorlar hem radyal, hem de eksenel akılı olarak yapılabilmektedir. Şekil 2.20. eksenel ve radyal akılı yapılar verilmiştir. Gerçekleştirilecek olan çalışmada tasarlanacak olan motor aynı zamanda radyal akılı olacaktır. Tekerlek içinde bulunacak motorlar için en uygun yapı bu şekilde olmaktadır. Eksenel akılı olan fırçasız DA motorları da radyal akılı motorlar gibi yüksek performans sunmaktadır. Fakat güç artışı ile birlikte bu motorlar çapsal olarak büyümekte ve tekerlek içerisinde fiziksel olarak yerleşememe sorununa yol açmaktadır. Aynı zamanda üretim maliyetleri radyal akılı motorlara oranla hem daha karmaşık hemde daha pahalıdır. Şekil 2.20. Eksenel ve radyal akılı yapılar Gerçekleştirilecek olan çalışma bir elektrikli araç teknolojisine yönelik olduğu için bu kapsamda elektrikli araçların üzerinde durmak çok faydalı olacaktır. 32 2.6.2. Elektrikli araçlar Elektrikli araç (EA) kavramı geçtiğimiz on yılda otomobil sektörünün Ar-Ge bölümlerinden prototip atölyelerine doğru yolculuğunu bitirmiştir. Seri üretim hatlarına doğru olan yolculuğu ise kısmen tamamlanmıştır. Ülkemiz açısından bakıldığında uzun dönemde beklenen derin etkilerin yanında, bilhassa petrol kaynaklarının tamamının dışa bağlı olduğu ve taşımacılığın büyük oranda karayolları tarafından sağlandığı görülmektedir. Bu nedenle taşımacılıkta şu an dahi sağlanacak en ufak verimlilik artışlarının getirisi oldukça yüksek olacaktır [88]. Şekil 2.21. Çeşitli elektrikli araçlar Aslında otomobillerin tahriki için kullanılan elektrik enerjisi ve elektrikli araç teknolojisi yaklaşık 1800’lü yıllardan ve otomobilin icadından beri mevcuttur. Fakat 1900’lerin başlarında içten yanmalı motorlar (İYM), ağırlık güç oranının düşük olması ve yakıt için kullanılan petrolün enerji yoğunluğunun yüksek olması nedeniyle daha fazla ilgi görmekteydi. Elektrikli tahrik birçok açıdan üstün olmasına rağmen bataryaların enerji yoğunluğunun az olması nedeniyle 1970’lere değin geri planda kalmıştır. Ancak 1970’teki petrol krizi petrol fiyatının ve yakıta bağımlılığın 33 artmasıyla birlikte yeni teknoloji arayışları ile elektrikli araçlar (EA) yeniden gündeme gelmiştir. Şekil 2.21’de çeşitli elektrikli araçlar ve Şekil 2.22’de motor ve çalışma şekillerine göre elektrikli araçlar görülmektedir. Bu amaçla 1997 yılında Japonya’da Toyota firmasının Prius modeli ile gerçek anlamda ilk kez modern hibrit elektrikli araç geliştirilerek pazara sunulmuştur. Bundan iki yıl sonra Amerika’da Honda Insight üretilmiş ve bunu Honda Civic hibrid elektrikli aracı takip etmiştir. EA’larla ilgili üç değişik tahrik teknolojisi vardır. Bunlar; bataryalı elektrikli araç (tümü-elektrikli), birden fazla tahrik gücü bulunan (örneğin elektrik motoru ve İYM) hibrit elektrikli araçlar ve bataryalı ya da bataryasız yakıt pilli araçlardır. Şekil 2.22. Motor ve çalışma şekline göre elektrikli araçlar 34 Şekil 2.23. Motor ve çalışma şekline göre elektrikli araçların mekanik detayları Tümü Elektrikli Araçlar: Şekil 2.24. Tümü elektrikli araçlar (a) Sistem (b) Jant içi motor (c) Açık devre 35 Şekil 2.23’te görüldüğü gibi tümü-elektrikli araçlarda (tümü-EA) tekerlek elektrik motoru tarafından tahrik edilmektedir. Şekil 2.24’ de ise tümü elektrikli araçların mekanik detayları verilmiştir. Elektrikli araçta yüksek miktarda itme kuvvetinin sağlanabilmesi için gerektiğinde birden fazla elektrik motoru kullanılabildiği çeşitli uygulamalardan görülmektedir. Elektrik motoruna sağlanan güç ise enerji depolama sistemlerinden elde edilen elektrik enerjisinden sağlanmaktadır. Avantajları: Sistemde gücün elde edilebilmesi için gerekli olan enerji yakıtın yanmasıyla değil enerji depolama sistemi olan bataryalardan elde edildiğinden tümüEA’larda benzin, dizel ya da yanabilen diğer yakıtlar kullanılmamaktadır. Bu nedenle tümü-EA’larda hiç yakıt tüketilmediği için emisyon açığa çıkmaz ve bu araçlar “sıfır emisyonlu araçlar” olarak adlandırılmıştır. Ayrıca tümü-EA’larda içten yanmalı motor yerine elektrik motoru olduğu için bu araçlar sessiz çalışmaktadır. Rejeneratif frenleme sayesinde daha uzun fren ömrü vardır ve kinetik enerji geri kazanılarak elektrik motoru generatör gibi kullanılarak kinetik enerji elektrik enerjisine dönüştürülmekte ve bataryaları besleyerek şarj etmektedir. Yakıt maliyeti de dâhil olmak üzere bakım maliyeti konvansiyonel araçlara göre çok daha düşüktür. Hareketli elemanlar fazla olmadığı için bunların ayarına ya da yağ değişikliğine gerek yoktur. Dezavantajları: Tümü-EA üretimindeki yüksek maliyet elektrikli araç pazarının gelişmesini sınırlamaktadır. Bu araçların pazarda geniş bir şekilde yayılmasını engelleyen en önemli etken satın alma maliyetinin çok yüksek olmasıdır. Örneğin General Motors’un EV1 modeli 33.995 $ iken benzinli Chevrolet Cavalier 13.670 $’e satılmaktaydı. Fakat tümü EA’ların yakıt maliyeti konvansiyonel araçlara göre çok daha düşüktür. 36 Servis istasyonlarının klasik araçlara göre azlığı diğer bir dezavantaj olarak karşımıza çıkmaktadır. Tümü-EA’ların yayılmasını engelleyen bir diğer etken de araç performansıdır. Taşıtlara tahrik sağlayan bataryalar oldukça ağırdır ve taşıtın menzili sınırlıdır. Elektrikli aracın gelişimine bir diğer engel olarak konvansiyonel bir aracın deposunun doldurulmasının birkaç dakika almasına karşın bir tümü-EA’ı tamamen şarj etmenin yaklaşık 5-8 saatlik zaman gerektirmesidir. Hibrit Elektrikli Araçlar: Tümü-EA’ların bazı dezavantajlarını gidermek amacıyla hibrid elektrikli araçlar (HEA) geliştirilmiştir(Şekil 2.25). Tümü-EA’lara İYM eklenerek aracın menzili ve gücünün arttırılması için HEA’lar geliştirilmiştir. HEA’lar, konvansiyonel araca nazaran kirletici emisyonları azaltmakta ve yakıt verimini arttırmaktadır. HEA’lar birden fazla güç kaynağı bulunan araçlar olarak da adlandırılır. HEA’lar iki ya da daha fazla enerji dönüşüm teknolojilerini (İYM, yakıt pilleri, generatörler ya da elektrik motorları) bir veya daha fazla enerji depolama teknolojileri (batarya, süperkapasitörler ya da volan) ile birleştirmektedir. Şekil 2.25. Hibrit elektrikli araç sistemi [89] 37 Avantajları: Rejeneratif frenleme yeteneği enerji kaybını en aza indirir ve taşıt durduğunda ya da yavaşladığında kullanılan enerjiyi geri kazandırarak bataryaları besler. İYM’lar pik yükü değil ortalama yükü karşılayacak şekilde boyutlandırıldığından motorun ağırlığı azalmaktadır. Yakıt verimi büyük ölçüde artmaktadır. Emisyonlar önemli oranda azalmaktadır. HEA’lar alternatif yakıtlarla da çalıştığı için fosil yakıtlara çok fazla bağımlı değildirler. Araç durduğunda İYM çalışmaz ve titreşim veya motor gürültüsü oluşmaz. HEA’ların boşta çalışma kayıpları yok denecek kadar düşüktür. 2.6.3. Belli başlı ticari hub motorlar 1990 yılından sonra birçok araç üreticisi elektrikli araç geliştirmeye başlamıştır. Hali hazırda bulunan bazı EA’lara örnek olarak GM EV1, Ford ThinkCity, Toyota RAV4, Nissan Hipermini ve Peugeot iOn gösterilebilir. Bunlarla birlikte prototip ve konsept amaçlı üretilmiş bir çok teker içi hub motorlu elektrikli araç bulunmaktadır(Şekil 2.26-Şekil 2.33). 38 Şekil 2.26. PML Flightlink (Tekerlek başına 64kW güç ve 500 Nm moment üretme kapasitesi, 200-400V DC çalışma gerilimi) Şekil 2.27. Mitsubishi MIEV (Tekerlek başına 20 kW güç) 39 Şekil 2.28. Siemens VDO Şekil 2.29. Michelin Active Wheel (Tekerlek başına 30 kW güç üretme kapasitesi) Şekil 2.30. Zap-X (Tekerlek başına 120 kW güç üretme kapasitesi) 40 Şekil 2.31. EasyBrid (Tekerlek başına 30 kW güç üretme kapasitesi) Şekil 2.32. Peugeot BB1 (Tekerlek başına 7.5 kW güç ve 320 Nm moment üretme kapasitesi) 41 Şekil 2.33. Mercedes Brabus (Tekerlek başına 80 kW güç ve 800 Nm moment üretme kapasitesi) 2.6.4. Hub motorların kullanılabileceği diğer alanlar Elektrikli Bisiklet, Elektrikli Motosiklet, Elektrikli Sandalye ve Elektrikli Scooter Son yıllarda doğrudan basit programlanabilir elektriksel devrelerle sürülebilme ve tekerleğe kolayca entegre edilebilme özelliğinden dolayı özellikle elektrikli bisiklet, elektrikli motosiklet, elektrikli sandalye ve elektrikli scooterlarda kullanılmaya başlanmıştır(Şekil 2.34-Şekil 2.36). Şekil 2.34. Elektrikli bisiklet ve elektrikli bisiklet motoru 42 Şekil 2.35. Elektrikli sandalye ve elektrikli sandalye motoru Şekil 2.36. Elektrikli scooter ve elektrikli scooter motoru Su Altı Araştırma Cihazları Yüksek moment, çok sessiz çalışma ve yüksek verim katsayılarından dolayı son yıllarda su altında kullanılan torpil, araştırma cihazları vb. gibi sistemlerde tercih edilmeye başlanmıştır(Şekil 2.37). 43 Şekil 2.37. Elektrikli thruster ve thruster motoru Yeni Nesil Çamaşır ve Bulaşık Makineleri Outrunner teknolojisinin gelişmesi ile birlikte özellikle çamaşır makinelerinde tamburdan gelen mekanik sarsıntı, sesten kurtulmak ve çalışma veriminin arttırılmasının yanı sıra daha küçük motor boyutu ile daha yüksek moment üretme özelliğinin kullanılması ile makine ağırlığının azaltılması sağlanmıştır(Şekil 2.38). Bu konuda ilk çalışma LG tarafından gerçekleştirilmiş ve LG Direct Drive teknolojisi ortaya konulmuştur. Şekil 2.38. LG Direct Drive Çamaşır makinesi ve yeni nesil direct drive motor 44 Havalandırma Sistemleri (Ventilasyon Motorları) Havalandırma sistemlerinde yüksek verimleri ile tercih edilen outrunner motorlar Şekil 2.39’da verilmiştir. Şekil 2.39. Ventilasyon motorları Daha önce gerçekleştirilmiş olan motor tasarım çalışmalarında edinilen deneyimlere dayanarak tasarımı gerçekleştirilecek olan üç kademeli SMFDA hub motorunun standart SMFDA motorlarına oranla; Klasik tip hub motorlara kıyasla daha yüksek verim sağlama, Kontrol edilebilir motor kademeleri ile arıza durumda çalışmaya devam edebilme, Klasik tip fırçasız hub motorlara oranla daha yüksek hava vantilasyonu sağlama, Her stator kademesini kendi aralarında farklı açılarla yerleştirip çok fazlı olarak besleme ve bu sebeple sargı geçişleri arasındaki moment çökmelerinin minimize edilebilmesi, 3-6-9 faz 6-12-18 darbeli rejeneratif üretim yapabilme, Değişken hızlı uygulamalarda ortalama veriminin yükseltilmesi, Aynı batarya kapasitesi ile daha fazla yol alabilme, Kalkış anında yüksek moment üretebilme ve yüksek moment yoğunluğu, Kademeler arasında farklı kutup sayıları kullanılarak geniş hız aralığı şeklinde özetlenebilecek üstünlükleri bulunmaktadır. 45 3. ÜÇ KADEMELİ STATOR YAPISINA SAHİP SÜREKLİ MIKNATISLI FIRÇASIZ DA MOTORUNA AİT DİNAMİK VE ELEKTROMANYETİK DENKLEMLER Sistemlerin çalışmasının çok daha iyi kavranabilmesi amacıyla benzetim ve deneysel çalışmalarının gerçekleştirilebilmesi için matematiksek modellerinin çıkartılması gerekmektedir. Bu kısımda SMFDA motorunun matematiksel eşdeğerine ait temel eşitliklerden, temel elektromanyetik denklemlerinden ve güç analizinden bahsedilmiştir. 3.1. Temel Eşitlikler Rc Ec Lc Rb Eb Lb Ea Ra La Hız Sensörleri Akım ve Gerilim Sensörleri Akım Sensörü Şekil 3.1. Sürücü devresine bağlı olarak gösterilmiş SMFDA motorunun eşdeğeri Sürücü devresine bağlı olarak gösterilmiş SMFDA motorunun eşdeğeri Şekil 3.1’de verilmiştir. Sabit mıknatıslı senkron motor yani alternatif akım ile çalışan sürekli mıknatıslı makineler ile doğru akımla çalışan sürekli mıknatıslı makinelerin elektriksel ve manyetik devreleri benzerdir. Sürekli mıknatıslı senkron makineler; üç faz gerilim ile beslenirler ve döner manyetik alan prensibine dayanarak çalışırlar. Sabit-gerilim-frekans kontrol tekniğine göre herhangi bir sensöre gerek duymazlar. Sürekli mıknatıslı doğru akım makineleri ise motor fazları arasında giriş akımının anahtarlanabilmesi için rotor pozisyonuna bağlı olarak rotorun açısal pozisyon bilgilerini kullanırlar. Buna elektronik komütasyon adı verilmektedir [90]. 46 3.1.1. Giriş gerilimi Ia Ra + Vt Ea M Şekil 3.2. Basitleştirilmiş SMFDA motorun eşdeğer devresi Şekil 3.2’de verilen basitleştirilmiş eşdeğer devre ve Kirchhoff gerilim kanununa göre motorun faz geriliminin ani değeri Eş. 3.1 ile hesaplanır. v1 e f R1ia Ls dia dt (3.1) Bu eşitlikte verilen ef; bir faz sargısında indüklenen EMK’nın anlık değerini, ia; ani faz akımını, R1; bir faza ait sargı direncini, Ls ise bir faza ait senkron indüktans değerlerini göstermektedir. Verilen eşitlik normal koşullar altında yıldız şeklinde bağlanmış faz sargılarından oluşan ve nötr noktası bu sargıların bağlantı noktası olan SMFDA motorunun bir faz eşitlik değerini verir. Şekil 3.1’de verilen devreye göre altı adet anahtardan oluşan üç fazlı köprü evirici ile yıldız bağlı motorun çalışma anında sürekli iki fazı devrede olacağından ve bu fazlar seri bağlı bulunacağından dolayı Eş. 3.1’i aşağıdaki gibi ifade etmek mümkün olacaktır. v1 (e f A e f B ) 2 R1ia 2 Ls dia dt (3.2) Bu ifadede yer alan efA – efB = efAB değeri genellikle efL-L olarak ifade edilen hatlar arası EMK değeridir. 47 3.1.2. Ani akım VDC sürücü sisteminin DA bara gerilimi olmak şartıyla V1=VDC ve Ls ≈ 0 olarak kabul edilirse ani faz akımı Eş. 3.3 aracılığı ile hesaplanabilir. ia (t ) ia (t ) Yarım dalga çalışma için; Vdc e f (3.3) R1 Tam dalga çalışma için; Vdc e f L L (3.4) 2 R1 Bunun yanında Ls hesaba katılır ve “efL-L = EfL-L = sabit” olarak göz önünde bulundurulursa trapez sürüm modunda ani akım değeri aşağıdaki gibi hesaplanabilir [91]. ia (t ) Vdc E f 2 R1 L L 1 e ( R1 / Ls ) t I a min e( R1 / Ls )t (3.5) Bu eşitlikte ifade edilen Iamin değeri faz akımını göstermektedir. VDC > EfL-L olduğu durumda motor akımının fazla yüklendiği anlaşılabilir. 3.1.3. Zıt elektromotor kuvvet (Zıt EMK) Zıt EMK, basit olarak rotor ya da mil hızının bir fonksiyonu olarak ifade edilebilir. Yarım dalga çalışma için; E f cE f n kE f n (3.6) 48 ve Tam dalga çalışma için; E f L L cE f n kE f n (3.7) eşitlikleri ile verilir. Eşitliklerde ifade edilen cE ya da kE = cEΦf zıt EMK sabiti olarak bilinir. 3.1.4. Elektromanyetik moment SMFDA motorlarında üretilen moment klasik fırçalı DA motorlarında olduğu gibi üretilmektedir. Bu değer Eş. 3.8 ile ifade edilebilir. Td cT dc f I a kT dc I a (3.8) Eşitlikte ifade edilen cTdc ve kTdc = cTdcΦf moment sabitleri olarak bilinir. 3.1.5. SMFDA motorlarının doğrusal hız ve dönme hızı Doğrusal hız motorun m/s olarak tam tur dönüşünü ifade eder. Bir peryot (T=1/(p.n)) boyunca aşağıdaki eşitlik ile ifade edilir. v 2 2 pn T (3.9) Burada v doğrusal hızı, τ kutup boyunu, p kutup sayısını ve n ise d/d olarak devir sayısını belirtmektedir. 49 3.2. SMFDA Motorlarında Komütasyon 3.2.1. Yarım dalga sinüs çalışma FA A 1 1 Dönme yönünün tersine 3 2 B 2 C 3 FB FC Şekil 3.3. Yıldız bağlı yarım dalga çalışan bir SMFDA motoru için anahtarlama sırası ve fazör diyagramı Üç fazlı yıldız bağlı ve yarım dalga çalışan bir SMFDA motorunun basitleştirilmiş gösterimi Şekil 3.3’te verilmiştir. Nötr noktasının şekil üzerinde gösterildiğine dikkat etmek gerekmektedir. Anahtarlama devresi aracılığı ile VDC fazlar ile nötr arasına uygulanır. Her faz girişi baradan “+” gerilimi alırken negatif uç fazların nötr noktası olarak değerlendirilir. iA, iB ve iC faz akımı ve FA, FB ve FC fazör sırası ile motor saat yönünün tersine doğru dönüş yapar. Anahtarlama sırası iA, iC ve iB olacak şekilde değiştirilirse, fazörlerin sırası FA, FC ve FB olarak değişecek ve motor saat yönünde dönmeye başlayacaktır. Bu çalışma şekline “yarım dalga çalışma” adı verilmektedir ve EMK, akım ve moment diyagramları Şekil 3.4’te gösterilmektedir. 50 1,5 ef efb efa 1 efc a) 0,5 0 0 60 120 180 240 300 360 -0,5 -1 -1,5 ia b) td Pik tork c) Şekil 3.4. Yıldız bağlı, üç fazlı SMFDA motorunun ideal yarım dalga çalışma durumu: (a) Sinüsoidal EMK dalga şekilleri, (b) A faz akımı dalga şekilleri, (c) Elektromanyetik moment dalga şekilleri. (Anahtarlama anları oklarla gösterilmiştir.) Pratikte elde edilen EMK dalga şekilleri ile akım dalga şekilleri Şekil 3.4’te gösterilenlerden farklıdır. VDC maksimum EMK değerinden büyük olduğu için faz akımı 120 derecelik iletim periyodu içerisinde pozitiften negatife doğru akar. Sargı indüktansı ihmal edilir ve sıfır anahtarlama zamanı varsayımı dikkate alınırsa akımın 51 elde edilen ani değeri Eş. 3.3’teki gibi olur. EMK dalga şeklinin sıfır geçiş noktasında komütasyon durumundan mutlaka kaçınılmalıdır. Çünkü bu durumda üretilen momentin değeri sıfırdır ve faz sargıları üzerindeki akım değerinin hiçbir önemi yoktur. Yarım dalga çalışma durumunda moment dalgalanması çok fazla olduğu için bazı özel fırçasız motor uygulamalarında tercih edilmemektedir. 3.2.2. Tam dalga çalışma FAB FAC A 2 Dönme yönünün tersine 1 -C -B 6 FBC FCB 3 B C 4 5 -A FBA FCA Şekil 3.5. Yıldız bağlı üç fazlı SMFDA motorunun tam dalga çalışmasına ait fazör diyagramı Bu çalışma şeklinde her anda iki faz sargısının iletimde olduğu ve VDC bara geriliminin anahtarlama elemanları aracılığı ile seri bağlı faz sargılarına uygulandığı görülmektedir. Şekil 3.5’de görüleceği üzere 3 fazlı bir SMFDA motorunun 6 adımdan oluşan bir komütasyon düzeni ile sürülmesi örnek verilebilir. A, B ve C; SMFDA motorunun sargı fazları olmak üzere, komütasyon faz enerjilenme sırası AB – AC – BC – BA – CA – CB şeklinde olur. Her bir adımda iki faz aktif olmaktadır. Şekil 3.7’de görüleceği üzere maksimum moment elde etmek amacıyla evirici ya da anahtarlama elemanları her 60°’de bir tetiklenir ve böylece zıt EMK ile aynı fazda 52 olması sağlanır. Rotor pozisyonu algılayıcılar ile elde edilerek ya da zıt EMK geçişlerinden faydalanarak tetikleme senkronizasyonu sağlanır. VDC’nin sabit olduğu durumlarda teorik olarak zıt EMK dalga şekilleri kare dalga akım dalga şekillerini oluşturur(Şekil 3.6). Bu durum da rotorun pozisyonundan bağımsız olarak sabit moment üretilmesini sağlar. efA 30 60 90 120 150 180 210 240 270 300 330 360 390 420 450 Faz EMF’leri 0 efB EMF’ler efC efAB =efA-efB efBC =efB-efC Akımlar iaA iaAB efCA =efC-efA iaB iaAC= -iaCA iaBC iaBA= -iaAB iaC iaCA iaCB= -iaBC Şekil 3.6. SMFDA motorun faz ve fazlar arası trapez zıt EMK ve akım dalga şekilleri 53 efAB ef efAC efBC a) 0 60 120 180 240 300 360 420 ia b) c) td Şekil 3.7. Yıldız bağlı bir SMFDA motorunun ideal üç fazlı tam dalga çalışması: (a) Trapez fazlar arası zıt EMK dalga şekli, (b) Akım dalga şekli, (c) Moment dalga şekli. (Anahtarlama noktaları oklarla gösterilmiştir.) 3.3. SMFDA Motorlarında Zıt EMK ve Moment Üretimi SMFDA motorlarında zıt EMK’nın nasıl oluştuğu ve elektromanyetik momentin nasıl üretildiği Eş. 3.6, Eş. 3.7 ve Eş. 3.8 aracılığı ile açıklanmıştı. Fakat bu konunun daha detaylı bir şekilde ele alınması gerekmektedir. Konuyu detaylandırmak için Şekil 3.8’deki devre ve elde edilmiş olan dalga şekilleri göz önünde bulundurulacaktır. 54 + a) ia D5 t ton T5 D3 T3 D1 T1 C A Voc ia B D6 T6 D4 T4 D2 T2 C toff t - b) ia ton toff 180 360 120 o Şekil 3.8. SMFDA motorunun stator sargılarında oluşan evirici akımları: (a) ON ve OFF zamanlarındaki A ve B faz akımları, (b) ON-OFF üçgen akım dalga şekli Şekil 3.8’e ve SMFDA motorlarının temel çalışma prensiplerine göre; yıldız bağlı faz sargıları için aynı anda üç motor sargısından sadece iki tanesi iletimde olup her iki faz sargısı için de iki anahtarlama elemanı kapalı konuma gelir. Örneğin; iaAB için T1 ve T4, iaBC için T3 ve T6, iaCA için T5 ve T2 vb. Bu durumda giriş faz gerilimi Eş. 3.1 ile ifade edilmiştir. T1 anahtarı açıldığında akım D2 diyotu üzerinden serbest kalır. OFF zaman aralığı için T1 ve T4 anahtarları açılarak D2 ve D3 diyotlarının faz stator akımını C kapasitörü üzerine şarj etmesi sağlanır. Anahtarlama elemanları yüksek frekanslarda anahtarlanırsa, sargı indüktansı üçgen akım dalga şekillerinin düzgün olmasını sağlar. Bu şartlarda DA uyartımda SMFDA motorunun evirici gerilim değeri klasik DA motorunun kararlı haldeki gerilim değerine eşit olur ve aşağıdaki şekilde ifade edilir. 55 Vdc E f L L 2R1I a( sq ) (3.10) Eşitlikte ifade edilen 2R1; yıldız bağlı motor fazlarının her anda seri bağlı iki fazına ait faz dirençlerinin toplamını, EfL-L ise seri bağlı fazlara ait zıt EMK’ların toplamını, Vdc evirici bara gerilimini ve Ia(sq) da evirici giriş gerilimine eşit kare dalga akımının tepe değerini ifade etmektedir. 0 ile 180 derece aralığında manyetik akı yoğunluğunun sabit bir şekilde (Bmg=sabit) ideal bir dağılım gösterdiği varsayılırsa; f Li Bmg dx Li Bmg 0 (3.11) Kare dalga uyartım için tek bir sargıda indüklenen zıt EMK manyetik akı yoğunluğu açısından aşağıdaki eşitlikle ifade edilebilir: 2Bmg Li v 4 pnBmg Li (3.12) Akının kutup boyunca düzgün dağılmadığı düşünülürse N1kw1 sarım sayısına göre elde edilen zıt EMK’nın değeri; e f 4 pnN1kw1i( sq ) Bmg Li 4 pnN1kw1 f (3.13) eşitliği ile ifade edilir. Şekil 3.8’de yıldız bağlı motorun aynı anda iki faz sargısının enerjilendirildiği göz önünde bulundurulduğunda elektromanyetik gücü oluşturan zıt EMK; E f L L 2e f 8 pN1kw1i( sq ) Li Bmg n cE d c (fsq ) n kE d c n (3.14) 56 eşitliği ile kEdc=cEdcΦf ifade edilmektedir. Eşitlikte bahsedilen cEdc=8pN1kw1 ve (sq) ’dir. Bu eşitliklere dayanarak motorun üretmiş olduğu elektromanyetik moment ifadesi aşağıdaki eşitlik ile ifade edilebilir: Td 4 Pg 2 n E f L L I a( sq ) pN1kw1 2 n ( sq ) ( sq ) f a I 4 pN1kw1 i( sq ) Li Bm g I a( sq ) cT d c (3.15) ( sq ) ( sq ) f a I k ( sq ) Tdc a I Burada ifade edilen cTdc = cEdc/(2π) = (4/ π)pN1kw1, kTdc = cTdcΦf(sq) ve Ia(sq) faz akımının tepe değeridir. n=ns ve ψ=0° olmak üzere, sinüs dalgalı bir motorun ürettiği moment değerinin kare dalga bir motorun moment değerine oranı şu şekilde gösterilebilir: ( sq ) ( sq ) I a( sq ) Td( sq ) 4 2 f I a( sq ) 0.6 f Td m1 f I a f Ia (3.16) 3.4. SMFDA Motorlarında Kayıplar ve Güç Analizi Elektrik makinelerinde kayıplar ve buna bağlı olarak yapılan güç analizi verimliliğin hesaplanmasında çok önemlidir. Yüksek verimli bir makine tasarımı ortaya koymak; işletim değerlerinin azaltılması, enerji sarfiyatı ve çevre duyarlılığı açısından düşünüldüğünde temel amaç olmalıdır. Bunun için geleneksel elektrik makinelerinde çalışılan bakır kayıpları, demir kayıpları, sürtünme ve rüzgar kayıpları ile frekansa bağlı olarak oluşan kayıpların çok iyi analiz edilmesi gerekmektedir. 3.4.1. Bakır kayıpları Genel olarak belirli bir sıcaklıkta SMFDA motorların sargılarında oluşan bakır kayıpları aşağıdaki eşitlik ile hesaplanabilir. 2 pcu 3k R20 I RMS (W ) (3.17) 57 Burada ifade edilen kθ sıcaklık düzeltme faktörü olarak bilinir ve aşağıdaki eşitlik yardımıyla hesaplanır. k 235 255 (3.18) Aynı şekilde 20°’deki faz direnci bakır iletkenliği, Nf faz başına sarım sayısı, sc iletken kesit alanı, lem ise ortalama iletken uzunluğu olmak üzere Eş. 3.19 aracılığı ile hesaplanmaktadır. R20 20 Nf sc lem () (3.19) İdeal bir varsayım olarak 120°’lik kare dalga komütasyonu olan bir SMFDA motoru göz önünde bulundurulursa; I RMS I 2 ( A) 3 (3.20) 3,20 eşitliğine dayanarak T=2π/ω olmak üzere 120°’lik kare dalga komütasyonu olan bir SMFDA motoru daha geniş bir ifade ile etkin akım değeri; Ia 2 T /2 2 5 /(6 ) ( sq ) 2 5 1 ( sq ) 2 I a dt I a( sq ) ia (t )dt I T 0 /(6 ) 6 6 a 3 (3.21) olarak bulunur. Aynı ifade 180°’lik kare dalga komütasyonu olan bir SMFDA motor aşağıdaki gibi ifade edilebilir. Ia /( ) ( sq ) 2 I a dt I a( sq ) 0 I a( sq ) 0 (3.22) 58 Elde edilen eşitlik Eş. 3.17’de yerine konursa; pcu 2k R20 I 2 (W ) (3.23) ifadesine ulaşılır. Tasarlanacak olan sistem dış rotorlu bir motor olacağı için “deri etkisi” ihmal edilebilir. Çünkü bu motorlarda δ ile gösterilen deri derinliği dc ile gösterilen iletken kesitinden daha büyüktür. Yani; √ (3.24) 3.4.2. Demir kayıpları Sinüsoidal bir manyetik alanda meydana gelen demir kayıpları frekansa bağlı olarak değişmekte olup, Steinmetz eşitliği [92] ile ifade edilmektedir. PF e kh fBˆ ke f 2 Bˆ 2 (W / kg ) (3.25) Eşitlikte belirtilen ilk ifade histerezis kayıplarını, ikinci ifade ise eddy akımı kayıplarını belirtmektedir. B manyetik akı yoğunluğunun maksimum değerini belirtirken kh, ke ve α üretici firmaya ait sabiteleri vermektedir. Yukarıda verilen eşitlik sinüsoidal akı yoğunluğu için geçerlidir. Fakat SMFDA motorlarında stator nüvesindeki akının değişimi sinüs değildir. Bu şartlar altında, buna alternatif olarak aşağıdaki eşitlik verilebilir [92]. 2 k dB PF e kh fBˆ e 2 (W / kg ) 2 dt RMS (3.26) Histerezis kayıpları akının maksimum değerine bağlı olarak değişim gösterdiği için bu ifadede herhangi bir değişiklik yapılmadığına dikkat etmek gerekmektedir. 59 Stator Kutup Başlarında Meydana Gelen Demir Kayıpları Stator kutup başlarında meydana gelen demir kaybı pt ile gösterilir ve aşağıdaki eşitlik kullanılarak ifade edilebilir; pt kh f Bt 4 ke f 2 Bˆt2 tt (W / kg ) (3.27) Burada Bˆt kutup başlarında oluşan manyetik akı yoğunluğu ve αtt aşağıdaki eşitlikle ifade edilen kutup başı yay açısıdır. Eğer 1 ve tt m ise; k w tt p c o (elektiriki açı) D s (3.28) ya da tt m ise; m 2 tt (3.29) Eşitlikte; s oluk sayısını, kc Carter katsayısını, ω0 oluk açıklığını ve D stator çapını göstermektedir. Stator Boyunduruğunda Meydana Gelen Demir Kayıpları Stator kutup başlarında meydana gelen demir kaybı py ile gösterilir ve aşağıdaki eşitlik kullanılarak ifade edilebilir. p y kh f By 8 ke f 2 Bˆ y2 m (W / kg ) (3.30) 60 Stator Nüve Kayıpları Yüzey kayıpları ihmal edildiğinde stator nüvesinde oluşan toplan kayıplar pFe ile gösterilir ve aşağıdaki eşitlikle formülize edilir. pFe pt Gt p yGY (W ) (3.31) pt ve py sırasıyla stator kutup başlarında ve boyundurukta meydana gelen kayıpları (W/kg) ifade ederken Gt ve Gy ise kutup başlarının ve boyunduruğun ağırlığını vermektedir. 3.4.3. Mekanik kayıplar Mekanik kayıplar sürtünme ve rüzgâr kayıpları olmak üzere iki grup altında incelenebilir. Yataklarda meydana gelen sürtünme kayıpları aşağıdaki eşitlik ile ifade edilir. p fr 3 nr Grot N 103 (W ) 2 (3.32) Eşitlikte nr yatak ya da rulman sayısını, Grot rotor ağırlığını ve N de d/d olarak rotor hızını vermektedir. Rüzgâr kayıpları da; 3 pwind 2Dout LN 3 106 (W ) (3.33) ile ifade edilir ve eşitlikte belirtilen Dout rotor dış çapını (m), L de rotorun uzunluğunu(m) verir. 61 4. ÜÇ KADEMELİ STATOR YAPISINA SAHİP SMFDA MOTORUN TASARIM SÜRECİ İLE GEOMETRİK, MANYETİK VE ELEKTRİKSEL PARAMETRELERİ 4.1. Giriş Sürekli mıknatıslı radyal akılı adı da verilen standart mıknatıslı motorların tasarımı, tüm dünyada birçok firma tarafından belirli güç ve hızlarda yapılmaktadır. Ancak, her ne kadar tasarımda kullanılabilecek yazılımlar olsa bile, özel bir uygulama için motor tasarımı uzmanlık istemekte ve zaman almaktadır. Standart dışı sabit mıknatıslı motorların tasarımı ise, başlı başına uzmanlık gerektiren, motor yapısına bağlı olarak denklemleri değişen, modelleme ve sonlu elemanlar analizi (SEA) gibi analizler olmaksızın tasarımın sonlandırılamayacağı, zaman alıcı güç bir iştir. 4.2. Gerçekleştirilecek Yapısal Tasarım Yöntemi ve Akışı Elektrik motorları tasarlanırken belli başlı kriterler dikkate alınarak uygun tasarım gerçekleştirilmelidir. Elektrik motorlarına ait bazı tasarım kriterleri aşağıdaki gibidir. Düşük maliyetli tasarım Yüksek verimli tasarım Dengeli tasarım Yüksek Güç Yoğunluklu Tasarım Bu tez çalışması kapsamında tasarlanacak olan motor, yukarıda bahsedilen dört kriter birden dikkate alınarak gerçekleştirilecektir. Bunun sağlanması için kullanılacak malzemeler ve tasarım yöntemi dikkatlice ele alınmalıdır. Gerçekleştirilecek çalışmada parametrik çözüm metotları kullanılarak optimum mıknatıs tüketimi araştırılacak ve olabildiğince düşük miktarda mıknatıs kullanımını sağlayacak bir tasarım gerçekleştirilecektir. Diğer taraftan motor statoruna ait L uzunluğu maliyeti düşürücü bir etkendir. Ancak belirli bir limitten sonra L 62 uzunluğundaki artış verimde düşüşe sebep olacağı için optimum L uzunluğu optimizasyon çalışmaları ile detaylı olarak belirlenecektir. Piyasada satılmakta olan sabit mıknatıslı fırçasız doğru akım motorları (FDAM) bu açıdan değerlendirildiğinde ticari kaygı ve düşük maliyet anlayışı kapsamında düşük maliyetli ve düşük verimli tasarım kriteri olan motorlardır. Manyetik devrenin optimizasyonu ile maliyeti düşük tutup verimi yükseltmek mümkündür. Bu çalışmanın ana hedefi de yüksek verimli ve olabildiğince hafif bir motor tasarlamaktır. Vuruntu torkunun minimize edilmesi için rotor mıknatısları veya stator olukları uygun geometrilerde imal ettirilecek veya çarpık olarak yerleştirilip gürültü ve sarsıntı minimize edilecektir. Bununla ilgili optimizasyon çalışmaları ayrıca gerçekleştirilecektir. Kayıpların düşürülmesi için demir ve bakır kayıpları hassasiyetle incelenecektir. Demir kayıplarını azaltılabilmesi için ince ve kg başına 4 – 4.5W tüketimi olan silisli saclar kullanılması planlanmaktadır. Bakır kayıpları için motorun akım yoğunluğu tasarım esnasında soğutma sistemi de dikkate alınarak düşük tutulacaktır. 4.3. Tasarım Döngüsü Sürekli mıknatıslı motorların tasarım süreci günümüzde artık sadece elektromanyetik tasarımdan ibaret değildir. Şekil 4.1’den görüldüğü gibi, özel uygulamalar için tasarlanacak motor elektromanyetik, yapısal ve termal tasarım ya da analiz aşamalarını geçtikten sonra sonlandırılmalıdır. 63 Sabit Mıknatıslı Motor Modeli ve Boyutlandırılması Motor Optimizasyonu Sonlu Elemanlar ile Simülasyon HAYIR Termal Çevrim Yapısal Çevrim Analitik-Elektromanyetik Tasarım Verisi Yapısal Tasarım Analizi Sonuçlar tatmin edici mi? EVET Tasarım Optimizasyonu Analitik ve EM Tasarım Tamam Tasarım Sonuçları? EVET HAYIR Termal/CFD Analizi Tasarım Optimizasyonu Sonuçlar Tutarlı mı? EVET TASARIM TAMAMLA HAYIR Şekil 4.1. Sürekli mıknatıslı makinelerin tasarım aşamaları Tasarım aşamalarının her biri optimum tasarımı bulabilmek için kendi içinde bir çevrim oluşturmak zorundadır. Elektromanyetik tasarım kendi içerisinde motor modeli, optimizasyon, 2 yada 3 boyutlu sonlu elemanlar analizi gibi uzun, yorucu ve zaman alıcı aşamalardan ibarettir. Motor modeli, sürekli mıknatıslı motorun yapısına bağlı olarak, sonlu elemanlar yazılımının türünün 2 ya da 3 boyutlu olmasına göre değişir. Elde edilen tasarım ya da tasarımlardan uygulamanın özelliklerine uygun olanı, yada olanları SEA ile çözümlenerek tasarım kriterlerine uygunluğu belirlenir. Bu döngülü işlem kriterlerin zorluk derecesine göre birkaç defa tekrarlanabileceği göz ardı edilmemelidir. Elektromanyetik tasarım aşamasını geçmiş bir motor, yapısal tasarım ya da analiz aşamasını geçemez ise elektromanyetik tasarım aşamasına geri dönülmeli ve rotor yapısı uygulamanın hızına göre değiştirilmelidir. 64 Yüksek hızlı uygulamalarda, rotorun yapısal bütünlüğünü korumak için tasarımın bu aşaması çok önemlidir. Şayet uygulamada yüksek rotor hızları söz konusu değilse yapısal analize gerek kalmayabilir. Tasarım sürecinde son aşama ise termal streslerin kontrol edilmesidir. Bu bir SEA olabileceği gibi CFD türü bir çalışma da olabilir. Benzer şekilde elektromanyetik ve yapısal tasarım aşamalarını geçen bir motorun termal tasarım aşamasında sorun yaratması elektromanyetik tasarım aşamasına geri dönülmesi demektir. Akım yoğunluğu düşük uygulamalarda veya çok sıcak ortamlarda çalışmayan sürekli mıknatıslı motorlarda termal tasarıma gerek kalmayabilir. Tasarımcının tecrübesi, bu tip yapısal ve termal analizlere gerek olup olmayacağını belirleyen en önemli unsurdur. Ancak, özel bir uygulama için tasarlanan sürekli mıknatıslı bir motor, tüm tasarım aşamalarını geçtikten sonra prototip veya üretim aşamasına geçilmelidir. Şekil 4.2. Kullanılan tasarım ve analiz programlarının tasarım döngüsü içerisindeki durumları 65 Bu projenin temel iskeleti elektrik motorunun tasarımı üzerine kurulmuştur. Bilindiği üzere elektrik makinelerinin lineer olmayan davranışları nedeniyle standart bir hesaplama yöntemi bulunmamaktadır. Farklı karakteristikteki makineler için sürekli değişen makine katsayıları bulunmakta ve bu katsayıların tespiti makine tasarımcısının tecrübelerine bağlı hale gelmektedir. Bu amaçla bir takım karmaşık elektromanyetik ve elektromekanik hesaplama yöntemleri dikkate alınacak olup nümerik ve sonlu eleman analiz çalışmaları gerçekleştirilecektir. Gerçekleştirilecek olan döngüsel çalışmaları daha da detaylı hale getirmek gerekirse kullanılan program çözümlerine bağlı olarak Şekil 4.2’deki çevrimler elde edilebilir. Verilen döngünün çevrimsel hesaplama yöntemi içerisindeki önemi şu şekilde açıklanabilir: Tasarımın 2 ya da 3 boyutlu olmasına bağlı olarak RMxprt’de elde edilen veriler optimum tasarımı bulabilmek için hem kendi hem de Maxwell içerisinde alt-çevrim oluşturacaktır. Bu çevrimler motorun karmaşıklığına bağlı olarak uzun sürebilmektedir. Elde edilen çıktılar ise Şekil 4.3’te verilen entegre sürücülü analiz döngüleri için tekrar kullanılacaktır. Şekil 4.3. Entegre sürücülü analiz döngüleri 66 4.4. Boyutlandırma Çalışmaları Günümüzde elektrik makinelerinin boyutlandırma tasarımı için pek çok yazılım bulunmaktadır. Fakat bu yazılımlar genel itibari ile analiz çalışmaları için kullanılabilmektedir. Elektrik makinelerinin boyutlandırma çalışmaları ise başlı başına uzmanlık ve deneyim gerektirmektedir. Örneğin; belirli bir güç, devir ve verim vs. değerlerini girip ilgili elektrik makinesinin boyutlandırmasını gerçekleştirebilecek bir yazılım bulunmamaktadır. Bu sebeple boyutlandırma çalışmaları ilk etapta analitik hesaplamalar gerçekleştirilerek yapılabilmekte ve daha sonra çeşitli yazılımlar ile optimize edilerek son boyutlarına ulaştırılmaktadır. Bu safhada öncelikle klasik iç rotorlu (in-runner) bir SMFDA motoru göz önünde bulundurulacak ve dış rotorlu (out-runner) SMFDA motorları ile aralarındaki geometrik parametre farklarının açık bir şekilde anlaşılması sağlanacaktır. Şekil 4.4’te iç rotorlu bir SMFDA motoruna ait çizim ve kesitsel görünüm verilmiştir. Şekil 4.4. İç rotorlu SMFDA motorlarının bazı geometrik parametreleri Boyutlandırma çalışmalarının sağlıklı bir şekilde yürütülebilmesi için belirli bir analitik yöntemin geliştirilmesi gerekmektedir. Tasarlanacak makine dış rotorlu bir SMFDA motoru olduğu için yukarıda verilen ortak parametreler ile aşağıda verilen şekildeki stator ve rotor parametreleri dikkate alınması gerekmektedir. 67 Şekil 4.5. Dış rotorlu SMFDA motorları için bazı geometrik parametrelerin tanımlanması [93] Boyutlandırma çalışmalarında dikkat edilmesi gereken en önemli parametreler çıkış eşitliklerinin ve performans denklemlerinin gerçekleştirilmesinde sıklıkla karşılaşılan stator ve rotor çap boyutları ile motor uzunluğudur. Bunun dışında kalan boyutlar sargı çalışmaları kapsamında performans göz önünde bulundurularak parametrik çözümler ışığında elde edilebilmektedir. Dış rotorlu SMFDA motorlarının stator dış çapı aşağıdaki eşitlik yardımıyla hesaplanabilir; D Dr c 2lm 2 (4.1) Eşitlikte verilen D stator dış çapını, Drc rotor iç çapını, lm mıknatıs kalınlığını ve δ hava aralığının uzunluğunu vermektedir. Motor tasarımında oluk tasarımı sargı konfigürasyonu ve yapısına bağlı olarak çok önemlidir. Şekil 4.4’te gösterilen bss1 stator oluğunun üst oluk genişlik parametresi olup aşağıdaki eşitlik yardımıyla hesaplanır. bs s1 D 2hs w bt s Qs (4.2) 68 hsw stator nüvesinin diş kalınlığını, bts nüvenin diş genişliğini ve Qs stator oluk sayısını belirtmektedir. bss2 ise stator oluğunun alt oluk genişlik parametresi olup aşağıdaki eşitlik yardımıyla hesaplanır. bs s 2 D 2hs s bt s Qs (4.3) Eşitlikte ifade edilen hss oluk boyunu ifade etmektedir. hsy etkin nüve kalınlığını ifade etmektedir ve aşağıdaki eşitlik yardımıyla hesaplanabilir. 1 hsy ( D Dİ 2hss ) 2 (4.4) Statorun iç çapını belirten Di sadece dış rotorlu SMFDA motorlarına ait bir parametredir. Benzer şekilde rotorda manyetik akının akışını sağlayacak olan ve ST37 çeliğinden seçilecek olan nüvenin kalınlığı aşağıdaki formülizasyon ile elde edilebilir. 1 hry ( D0 Drc ) 2 (4.5) Toplam oluk alanı olarak ifade edilen Asl ise; 1 Asl (bss1 bss 2 )*(hss hsw ) 2 (4.6) eşitliği ile gösterilebilir. Bu arada stator oluk açıklığının oluk genişliğine oranı da göz önünde bulundurulması gereken bir parametredir ve aşağıdaki eşitlik ile ifade edilmektedir. kopen bso bss1 (4.7) 69 Eşitlikte verilen bso stator olukları arasındaki mesafeyi göstermektedir. 4.4.1. Kutup sayısının seçimi Sürekli mıknatıslı makinalarda kutup sayısının seçimi tasarımda belirleyici faktör olan rotor hızına göre şekillenmektedir. Aynı hız değeri için kutup sayısındaki artış; komütasyon frekansında artışa dolayısıyle anahtarlama elemanlarında frekansa bağlı oluşan anahtarlama kayıplarında artışa ve stator nüvesinde meydana gelen ve bir önceki bölümde açıklanmış olan demir kayıplarında artışa neden olacaktır [94]. Kutup sayısı temel olarak aşağıdaki formül ile ifade edilmektedir. 2 p 120. f (4.8) n Eşitlikte gösterilen 2p kutup sayısını, f çalışma frekansını ve n rotor devir sayısını vermektedir. Bu değerin seçimi daha kolaylaştırmak için sargı faktörü göz önünde bulundurularak kutup-oluk sayısı kombinasyonlarına ve bu konu ile ilgili daha önce gerçekleştirilmiş olan çalışmalara göz atmak çok faydalı olacaktır. Konu daha sonraki bölümlerde detaylı olarak açıklanacaktır. 4.4.2. Hava aralığı akısının hesaplanması Tasarım işlemlerinin düzgün bir şekilde ilerleyebilmesi için hava aralığı akısının analitik olarak düzgün bir şekilde hesaplanması gerekmektedir. Hava aralığının hesaplanması farklı tasarım şemaları için farklı niteliktedir. Gerçekleştirilecek uygulama yüzey mıknatıslı bir tasarıma dikkat çektiği için literatürde bu konuda gerçekleştirilmiş olan çalışmalar göz önünde bulundurularak hesaplamalar gerçekleştirilecektir. Manyetik akının maksimum değeri olan Bm şu şekilde hesaplanmaktadır; 70 Bm Br kleak k 1 r C lm (4.9) Br mıknatısın kalıcı akı yoğunluğunu, µr relatif mıknatıs geçirgenliğini ve kC Carter faktörünü belirtmektedir ve aşağıdaki eşitlikle hesaplanır [95]. Ts kC Ts k open bss1 2 (4.10) bss1kopen 5 Eşitlikte ifade edilen ve iç rotorlu ile dış rotorlu makinelerde ortak olan statot diş açıklığı (τr) aşağıdaki eşitlikle ifade edilmektedir. Ts D Qs (4.11) Manyetik akı eşitliğinde ifade edilen kleak iki komşu sabit mıknatıs arasındaki manyetik kaçak akıyı ifade eden bir büyüklüktür. Şekil 4.6. Farklı kutup sayısına sahip makinelerde kaçak akının durumu (2p=40 ve 2p=70) 71 Bu ifadenin farklı makine tipleri arasında nasıl değiştiğini kavrayabilmek için Şekil 4.6’ya bakmak yeterli olacaktır. Kutup sayısı arttıkça sürekli mıknatıslar arasındaki mesafe doğal olarak azalacak ve buna bağlı olarak hava aralığı relüktansında azalma gözlenecektir. Sürekli mıknatıslar arasındaki kaçak akının değeri tabi ki mıknatısın kalınlığına ve hava aralığının uzunluğuna da bağlıdır. Fakat bu durum şartlar aynı olduğu için ihmal edilmiştir. Lineer olarak kutup sayısındaki artışın kaçak akı üzerindeki değişimi Şekil 4.6’da açıkça görülmektedir. Kaçak akı faktörü hava aralığından geçen manyetik akı çizgilerinin yoğunluğuna bağlı olarak tanımlanmıştır. Buna göre; kleak 100 number of leakage flux lines 100 (4.12) eşitliği ile tanımlanmaktadır. Ayrıca kaçak akı faktörü sabit mıknatıslı senkron makineler için; kleak 100 (7 p / 60 0.5) 100 (4.13) dış rotorlu sabit mıknatıslı doğru akım makineleri için; kleak 100 (7 p / 60 3) 100 (4.14) ve mıknatısları gömülü sabit mıknatıslı senkron makineler için; kleak 100 ( p /10) 100 eşitlikleri ile verilmektedir. (4.15) 72 4.5. Analitik Hesaplama Ara Yüzü ve RMxrpt ile Optimizasyon Süreci Verimli ve hacmen küçük bir motor elde etmek için yapılan simülasyonlar tek başına yeterli olmamakta ve sonuçta beklenmedik durumlar ortaya çıkartabilmektedir. Bu yüzden gerçekleştirilecek olan manyetik simülasyonlarla birlikte motora ait analitik hesaplamaların da dikkatli bir şekilde gerçekleştirilmesi gerekmektedir. Bu safhada Microsoft Visual Studio ile geliştirilmiş olan ve sürekli mıknatıslı fırçasız doğru akım makinelerin temel analitik hesaplamalarını otomatik olarak gerçekleştiren Şekil 4.7’de verilen ara yüz kullanılacaktır. Şekil 4.7. Analitik hesaplama ve “Sonuçlar” penceresi Tasarlanan arayüzün, görünüş itibarı ile basit olmasına rağmen arkaplanda çalışan karmaşık matematiksel ifadeleri kısa zamanda çözme kapasitesi vardır. Bu karmaşık matematiksel ifadeler boyutlandırma çalışmaları başlığı altında detaylı olarak işlenmektedir. Analitik hesaplamalar belirli konfigürasyonlar, varsayımlar ve hesaplamalar altında gerçekleştirilmektedir. Şekil 4.8’de verilen akış şeması bu işlemin nasıl gerçekleştirildiğini açık bir şekilde ortaya koymaktadır. Şekilde tasarım prosedüründe parametrelerinin takip edilen belirlenmesi, farklı adımlar farklı sınır içerisinde şartları gibi başlangıç tasarım değişkenler ortaya 73 konulmuştur. Örneğin “aktif ağırlık” parametresinin tasarım değişkenlerinin bir fonksiyonu olarak sınır şartlarında mutlaka tanımlanması gerekmektedir. Çeşitli Parametreler: Kutup sayısı, uzunluk, hava aralığı uzunluğu, oluk ve mıknatıs boyutları Dış boyutu Yapısının sertliği Stator parametrelerini değişkenlerin bir fonksiyonu olarak belirtme Hava aralığındaki maksimum akı yoğunluğu Stator boyunduruğundaki ve çıkıntısındaki akı yoğunluğu Manyetik doyum Yük akımı Termal davranış Akım yoğunluğu Verim Bakır kayıpları Gerçek ağırlık HAYIR Optimum sonuç? EVET FEM ile doğrulama Şekil 4.8. Analitik hesaplama yönteminde kullanılan akış şeması 74 Akış şemasında da görüldüğü gibi sabit mıknatıslı motorların tasarım akışı çok farklı adımlardan oluşan ve karmaşık formüllerle donatılmış geniş bir prosedürü tanımlamaktadır. Yukarıda verilen analitik döngüler ve gerçekleştirilen programın arka planında çalışan matematiksel ifadeler sonucunda 500 d/d başlangıç devir değeri için hesaplanan sabit mıknatıslı dış rotorlu motorun temel boyutlandırma parametreleri Çizelge 4.1’de gösterildiği gibi hesaplanmıştır. Çizelge 4.1. Temel boyutlandırma parametreleri TASARIM PARAMETRESİ Stator dış çapı (Do) Stator iç çapı (Di) Rotor dış çapı Rotor iç çapı Mıknatıs kalınlığı Motor uzunluğu (L) Motor anma hızı Besleme gerilimi DEĞERİ 196,5 mm 146,8 mm 218,2 mm 199,5 mm 3 mm 26,5 mm 500 d/d 48 V DC Stator oluk sayısı 51 Kutup sayısı Faz sayısı (m) 46 3 4.5.1. RMxprt yazılımı ile süreç yönetimi Önemli olan nokta yukarıda hesaplanmış olan analitik değerlerin sağlamasının yapılmasıdır. Bu safhada ANSYS firması tarafında geliştirilmiş olan ve döner elektrik makinalarının boyutlandırma çalışmalarında kullanılmakta olan Ansoft RMxprt paket programı tercih edilmiş ve bu yazılım yardımıyla SMFDA motoruna ait çıkış parametreleri ile tüm çıkış grafikleri elde edilerek boyutlandırma optimizasyonları gerçekleştirilmiştir. RMxprt ile elde edilen analitik model daha sonra manyetik simülasyon için referans olarak kullanılacaktır. ANSYS RMxprt yazılımına ait bir ekran görüntüsü Şekil 4.9’da verilmiştir. 75 Şekil 4.9. RMxprt Ekran Görüntüsü Tüm boyutlandırma ve optimizasyon çalışmalarının akabinde, verimlilik ve diğer çıkış parametrelerinin hedeflenen sınırlar içerisinde kalması için parametrik çözüm metotları kullanılmış ve motor modeli son halini almıştır. Kullanılan parametrik optimizasyon model ve yöntemleri ilerleyen bölümlerde detaylı bir şekilde açıklanacaktır. RMxprt aracılığı ile Şekil 4.10- Şekil 4.16’da verilen grafiksel gösterimler elde edilmiştir. 76 700.00 600.00 500.00 (A) 400.00 300.00 200.00 100.00 0.00 0.00 100.00 200.00 300.00 n (rpm) 400.00 500.00 600.00 500.00 600.00 Şekil 4.10. Motor hızına karşılık motor akımındaki değişim 3500.00 3000.00 2500.00 (W) 2000.00 1500.00 1000.00 500.00 0.00 0.00 100.00 200.00 300.00 n (rpm) 400.00 Şekil 4.11. Motor hızına karşılık motor gücündeki değişim 77 500.00 400.00 (N.m) 300.00 200.00 100.00 0.00 0.00 100.00 200.00 300.00 n (rpm) 400.00 500.00 600.00 Şekil 4.12. Motor hızına karşılık motor milinde oluşan moment 1.00 (Tesla) 0.50 0.00 -0.50 -1.00 0.00 125.00 Electric Degree 250.00 375.00 Şekil 4.13. Elektriksel açıya bağlı olarak hava aralığındaki manyetik akı yoğunluğunun değişimi 78 0.003 (N.m) 0.001 0.000 -0.001 -0.003 0.00 125.00 Electric Degree 250.00 375.00 Şekil 4.14. Elektriksel açıya bağlı olarak mıknatıslardan dolayı oluşan tutma momenti ANSOFT 50.00 Curve Info 40.00 Phase Voltage ea 30.00 Line Voltage eab 20.00 (Volts) 10.00 0.00 -10.00 -20.00 -30.00 -40.00 -50.00 0.00 30.00 60.00 90.00 120.00 150.00 180.00 210.00 240.00 270.00 300.00 330.00 360.00 Electric Degree Şekil 4.15. Elektriksel açıya bağlı olarak motor anma hızındayken sargılarda indüklenen gerilimin değişimi 79 Şekil 4.16. Çıkış gücü ve motor momentine bağlı olarak hız ve verim değişimi 80 4.5.2. RMxprt yazılımı ile gerçekleştirilen operasyonel parametrik analizler Tasarlanan SMFDA motorunun çıkış parametreleri ile fiziksel boyut değerlerini optimum değerde tutabilmek ve motor değerlerini sağlıklı bir şekilde izlenebilir hale getirmek için bazı özel parametrik analizler gerçekleştirilmiştir. Bu analizler motorun çalışmasına bağlı olarak gerçekleştirilen analizler ve fiziksel parametreleri optimize edebilmek için yapılan analizler olmak üzere ikiye ayrılmaktadır. Operasyonel parametrik analizler; motorun yüklenmesi yani çıkış gücünün artması ile motor çalışma sıcaklığının değişimine bağlı olarak motor verimi, kayıpları ve çıkış momentindeki değişimleri kapsamaktadır. Değişken Çıkış Gücü ve Çalışma Sıcaklığına Karşılık Motor Verimindeki Değişim Bilindiği üzere tüm motorlarda tipik bir davranış olarak kabul edildiği gibi sabit mıknatıslı motorlarda da motor yüklendikçe ya da mil gücü arttıkça motorun devreden çektiği akıma bağlı olarak sargılarında ısınma meydana gelecektir. Bu durumun verime etkisini görmek amacıyla gerçekleştirilen parametrik analizde Şekil 4.17’deki sonuçlar ortaya konmuştur. XY Plot 2 RMxprtDesign1 ANSOFT 95.00 90.00 85.00 Curve Info EfficiencyParameter 80.00 Pow er='100W' Pow er='200W' Pow er='300W' 75.00 Pow er='400W' Pow er='500W' Pow er='600W' 70.00 Pow er='700W' Pow er='800W' Pow er='900W' 65.00 Pow er='1000W' 60.00 55.00 0.00 25.00 50.00 75.00 100.00 Temperature [cel] 125.00 150.00 175.00 200.00 Şekil 4.17. Çıkış gücü ve buna bağlı sargı sıcaklığındaki değişimin motor verimine etkisi Elde edilen değerlerin 3 boyutlu grafiklerle gösterimi Şekil 4.18’de verilmektedir. 81 Şekil 4.18. Çıkış gücü ve buna bağlı sargı sıcaklığındaki değişimin motor verimine etkisi (3D) Değişken Çıkış Gücü ve Çalışma Sıcaklığına Karşılık Motorda Meydana Gelen Kayıpların Değişimi Aynı şekilde motor yüklendikçe motorun devreden çektiği akımın artmasına paralel olarak bakır kayıpları ve frekansın değişmesine bağlı olarak histerezis ve eddy akım kayıplarında değişimler meydana gelecektir. Ortaya çıkan sonuçlar Şekil 4.19’da 2 boyutlu(2D), Şekil 4.20’de ise üç boyutlu(3D olarak) gösterilmektedir. XY Plot 3 RMxprtDesign1 ANSOFT 120.00 Curve Info Pow er='100W' Pow er='200W' Pow er='300W' 110.00 Pow er='400W' Pow er='500W' Pow er='600W' Pow er='700W' TotalLossParameter [W] 100.00 Pow er='800W' Pow er='900W' Pow er='1000W' 90.00 80.00 70.00 60.00 0.00 25.00 50.00 75.00 100.00 Temperature [cel] 125.00 150.00 175.00 200.00 Şekil 4.19. Çıkış gücü ve buna bağlı sargı sıcaklığındaki değişimin motor kayıplarına etkisi 82 Şekil 4.20. Çıkış gücü ve buna bağlı sargı sıcaklığındaki değişimin toplam motor kayıplarına etkisi (3D) Değişken Çıkış Gücü ve Çalışma Sıcaklığının Motor Momentinde Meydana Getirdiği Etki Motor çıkış gücü arttıkça motor milinin döndürme kuvveti de artacaktır. Bu parametrik analizdeki temel amaç sıcaklığın bu duruma etkisini ortaya koymaktır. Şekil 4.21’de çıkış gücünün ve motor çalışma sıcaklığının momente etkisi iki boyutlu olarak, Şekil 4.22’de ise üç boyutlu olarak görülmektedir. XY Plot 4 RMxprtDesign1 ANSOFT 22.50 20.00 RatedTorqueParameter [NewtonMeter] 17.50 15.00 Curve Info Pow er='100W' 12.50 Pow er='200W' Pow er='300W' Pow er='400W' 10.00 Pow er='500W' Pow er='600W' 7.50 Pow er='700W' Pow er='800W' Pow er='900W' 5.00 Pow er='1000W' 2.50 0.00 0.00 25.00 50.00 75.00 100.00 Temperature [cel] 125.00 150.00 175.00 Şekil 4.21. Çıkış gücünün ve motor çalışma sıcaklığının momente etkisi 200.00 83 Şekil 4.22. Çıkış gücünün ve motor çalışma sıcaklığının momente etkisi (3D) 4.5.2. RMxprt yazılımı ile gerçekleştirilen ve fiziksel boyutlandırma ile ilişkili parametrik analizler Bu analizler motorun fiziksel parametrelerini optimize edebilmek için yapılmış olan analizleri kapsamakta olup motor kutup yayı/mıknatıs yayı oranının çeşitli çıkış parametrelerine etkileri ile bu değişken ve motor çıkış gücünün çıkış parametrelerine etkileri gibi parametrik sonuçları içermektedir. Değişken Kutup Yayı/Mıknatıs Yayı Oranının Motorun Mil Hızı, Verimi, Stator Akısı ve Çıkış Momentine Etkisi Motorun analitik hesaplamalar sonucunda elde edilen mıknatıs boyutlarını optimum bir noktaya taşıyabilmek için RMxprt’de tanımlı olan motor kutup yayı uzunluğunun motor mıknatıs yay uzunluğuna oranı olarak bilinen “embrance” değerinin parametrik hesaplamalar sonucunda bir değere oturtulması gerekmektedir. Bu değerin motordan elde edilecek verime, motor mil hızına, motor çıkış momentine ve stator diş akısı gibi çıkış parametrelerine etkisinin hesaplanması optimum değerin bulunması için yeterli olacaktır(Şekil 4.23- Şekil 4.24). 84 (a) (b) Şekil 4.23. Kutup yayı/mıknatıs yayı oranının (a) motor hızı ve (b) verime etkisi 85 (a) (b) Şekil 4.24. Kutup yayı/mıknatıs yayı oranının (a) stator akısı ve (b) momente etkisi 86 Değişken Yük ve Kutup Yayı/Mıknatıs Yayı Oranının Motorun Mil Hızı, Verimi, Stator Akısı ve Çıkış Momentine Etkisi Motor milindeki yükün artışına bağlı olarak motor gücünün değişimiyle birlikte motor kutup yayı uzunluğunun motor mıknatıs yay uzunluğuna oranı değişiminin motorun verimi, motorun anma hızı, moturun anma momenti ve motor toplam kayıplarına olan etkileri detaylı olarak incelenmiştir(Şekil 4.25-Şekil 4.28). Şekil 4.25. Yük ve kutup yayı uzunluğu/motor mıknatıs yay uzunluğu oranının motor verimine etkisi Şekil 4.26. Yük ve kutup yayı uzunluğu/motor mıknatıs yay uzunluğu oranının motorun toplam kayıplarına etkisi 87 Gerçekleştirilen analizlerde motor 100W-1000W aralığında yüklenirken motor kutup yayı uzunluğunun motor mıknatıs yay uzunluğuna oranı 0,7 ile 1 arasında değiştirilmiştir ve sonuçlar elde edilmiştir. Şekil 4.27. Yük ve kutup yayı uzunluğu/motor mıknatıs yay uzunluğu oranının motor anma hızına etkisi Şekil 4.28. Yük ve kutup yayı uzunluğu/motor mıknatıs yay uzunluğu oranının motorun anma momentine etkisi 88 Değişken Yük ve Sabit Kutup Yayı/Mıknatıs Yayı Oranının (0,98) Çıkış Parametrelerine Etkileri Yukarıda gerçekleştirilen parametrik analizler kutup yayı uzunluğunun mıknatıs yayı uzunluğuna olan oranının 0,98 olarak hesaplanmasını sağlamıştır. Şekil 4.29-Şekil 4.34’de gerçekleştirilen parametrik analizlerde bu oran sabit tutularak ve motor gücü yüke bağlı olarak değiştirilerek çıkış parametreleri ve bazı çalışma değerleri elde edilmiştir. Şekil 4.29. Sabit kutup yayı/mıknatıs yayı oranında (0,98) motor gücünün değişimine bağlı olarak 360 derecelik tam tur dönme esnasında faz akımının değişimi Elde edilen bu grafikler sabit kutup yayı/mıknatıs yayı oranında (0,98) motorun çalışma rejimi ile ilgili detaylı bilgiler vermektedir. Bu grafiklerin elde edilmesindeki temel amaç, okuyucuya tasarlanan ve birkaç aşamalı olarak analizleri gerçekleştirilmiş olan SMFDA motorunun çalışma şekli ve her çalışma anı ile ilgili açıklayıcı bilgiler vermektir. 89 Şekil 4.30. Sabit kutup yayı/mıknatıs yayı oranında (0,98) motor gücünün değişimine bağlı olarak 360 derecelik tam tur dönme esnasında kaynak akımının değişimi Şekil 4.31. Sabit kutup yayı/mıknatıs yayı oranında (0,98) motor gücünün değişimine bağlı olarak motor veriminin değişimi 90 Şekil 4.32. Sabit kutup yayı/mıknatıs yayı oranında (0,98) motor gücünün değişimine bağlı olarak motorun toplam kayıplarının değişimi Şekil 4.33. Sabit kutup yayı/mıknatıs yayı oranında (0,98) motor gücünün değişimine bağlı olarak motorun anma momentinin değişimi 91 Şekil 4.34. Kutup yayı/mıknatıs yayı =0.98 sabit iken anma gücü, çıkış momenti, anma hızı, ortalama giriş akımı, verim ve toplam kayıplar arasındaki bağıntının gösterimi 92 Mıknatıs Kalınlığı ve Çıkış Gücüne Bağlı Olarak Çıkış Parametrelerinin Değişimi Mıknatıs, sabit mıknatıslı makinelerde en önemli parçadır(Şekil 4.35). Mıknatısın seçimi, fiziksel ve kimyasal özellikleri, tipleri ve kullanım alanları ile ilgili detaylı bilgiler “SMFDA Motorunun Fabrikasyonu” bölümünde verilmektedir. Bu yüzden mıknatıs kalınlığının her makine için optimum düzeyde olması gerekmektedir. Bunun için gerçekleştirilen parametrik çalışmalarda mıknatıs kalınlığı 1 mm ile 4 mm aralığında 0.5 mm aralıklarla değiştirilerek her çıkış gücü için gerekli olan çıkış parametrelerinin hesaplanması gerçekleştirilmiştir(Şekil 4.36-Şekil 4.41). Şekil 4.35. Mıknatıs kalınlığının değiştirilmesi Şekil 4.36. Değişen motor gücü ile birlikte mıknatıs kalınlığının motor anma akımına etkisi 93 Şekil 4.37. Değişen motor gücü ile birlikte mıknatıs kalınlığının motorun spesifik elektrik yüklemesine etkisi Şekil 4.38. Değişen motor gücü ile birlikte mıknatıs kalınlığının motorun anma momentine etkisi 94 Şekil 4.39. Değişen motor gücü ile birlikte mıknatıs kalınlığının motorun anma hızına etkisi Şekil 4.40. Değişen motor gücü ile birlikte mıknatıs kalınlığının motorun akım yoğunluğu parametresine etkisi 95 Şekil 4.41. Değişen motor gücü ile birlikte mıknatıs kalınlığının motorun verim parametresine etkisi Gerçekleştirilmiş olan parametrik analizler ve analizler sonucu elde edilen tüm bu grafikler yorumlanarak motora ait optimum fiziksel ve operasyonel parametreler belirlenmiştir. Elde edilen değerler Çizelge 4.2’de gösterilmektedir. 96 Çizelge 4.2. 48 V 500 d/d SMFDA motoruna ait tasarım ve çıkış parametreleri Parametre Anma Çıkış Gücü Anma Gerilim Kutup Sayısı Stator Oluk Sayısı Stator İç Çapı Stator Paket Uzunluğu Stator Sacı Oluk Başına Sarım Sayısı Hava Aralığı Hava Aralığı Rotor Çeliği Mıknatıs Kalınlığı Mıknatıs Malzemesi Toplam Ağırlık Hava Aralığı Akı Yoğunluğu Vuruntu Torku Ortalama Giriş Akımı Spesifik Elektrik Yüklemesi Stator Sargısı Akım Yoğunluğu Demir Kaybı Bakır Kaybı Toplam Kayıplar Verim % Anma Hızı Anma Momenti Sargı Düzenlemesi Değer 1000 Watt 48 Volt 46 51 148 mm 25,8 mm M330-50A Motor Parçaları 12 1 mm 1 mm ST-37 3.2 mm NdFeB- N40SH (150°C) 3.32 Kg 0.834 T 0.0021 Nm 22.868 A 20.104 A/mm 4.89 A/mm2 53.677 W 43.974 W 97.652 W 91.103 – (Sürtünme ve rüzgâr kayıpları hariç) 452 d/d 21.102 Nm 3 Faz, 51 oluk tam kalıp sarım Optimize Edilmiş Motora Ait Çizimler Çizelge 4.2’de fiziksel ve işletimsel değerleri verilmiş olan sabit mıknatıslı fırçasız doğru akım motoruna ait bir CAD çizimleri Şekil 4.42 ve Şekil 4.43’de verilmiştir. 97 Şekil 4.42. Motorun statoruna ait manyetik simülasyon önceki son CAD çizimi Şekil 4.43. Mıknatısların manyetik simülasyondan önceki boyutlandırma çizimleri 98 4.6. Sonuç ve Değerlendirme Bu bölümde ortaya konan SMFDA motorunun tasarım sürecinden bahsedilmiştir. Tasarımdan önce belirlenen parametreler yardımı ile motorun ana boyutlarını belirleyecek fiziksel parametreler çıkartılmış ve motor tasarımında kullanılan katsayılar yardımı ile doğrulamalar yapılmıştır. Parametrik analizler yardımıyla motorun optimum çalışma ve fiziksel değerlerine ulaşılmıştır. 99 5. SMFDA MOTORUN ELEMENTS SONLU METHOD) ELEMANLAR İLE METODU MANYETİK (FINITE ANALİZ VE OPTİMİZASYON SÜRECİ 5.1. Giriş Sonlu Elemanlar Yöntemi ya da Sonlu Elemanlar Metodu, kısmi diferansiyel denklemlerle ifade edilen veya fonksiyonel olarak formüle edilebilen problemleri çözmek için kullanılan nümerik bir çözüm tekniği olarak ortaya atılmıştır [96]. Zamanla ve günümüzde karmaşık mühendislik problemlerinin hassas olarak çözülmesinde etkin olarak kullanılan bir sayısal metot halini almıştır. İlk defa 1956 yılında uçak gövdelerinin gerilme analizi için geliştirilmiş olan sonlu elemanlar yöntemiyle, katı mekaniği, sıvı mekaniği, akustik, elektromanyetizma, biyomekanik, ısı transferi gibi alanlarda birçok uygulamayı analiz etmek mümkün hale gelmiştir. Sonlu elemanlar metodundaki temel düşünce, karmaşık bir problemi, basite indirgeyerek bir çözüm bulmaktır. Esas problemin daha basit bir probleme indirgenmiş olması nedeni ile kesin sonuç yerine yaklaşık bir sonuç elde edilmekte, ancak bu sonucun çözüm için daha fazla çaba harcayarak iyileştirilmesi ve kesin sonuca çok yaklaşılması, hatta kesin sonuca ulaşılması mümkün olmaktadır. 5.2. Elektromanyetik, Elektromekanik ve Entegre Sürücülü Analizler Motor, generatör gibi döner makinalardan maksimum verim almanın en önemli noktalarından biri prototip çalışmalarında gerçekleştirilen karşılaştırmalı analiz ve optimizasyon çalışmalarının çokluğudur. Ne kadar çok simülasyon çalışması gerçekleştirilir ve optimizasyon parametresi kullanılır ise en iyi sonuca ulaşma ihtimali o kadar çok artar. En iyi sonuca ulaşmak için tercih edilen sonlu elemanlar metodu Şekil 5.1’de gösterildiği gibi güçlü bir ihtimaller zinciri oluşturmaktadır. 100 Başla Başlangıç değerlerinin girilmesi X = Makine değişkenlerini kapsayan çok boyutlu vektör r=1 X Başlangıç değerlerini ayarlanması Algoritma ile yeni vektör yönlerinin belirlenmesi Y X Bir sonraki iterasyon r = r+1 FEM DÖNGÜSÜ Yeni vektörlerle Y’nin optimize edilmesi Y Y = Tork, hacim vb gibi değerlerin çıkış fonksiyonu HAYIR Y optimum mu? EVET Programı Sonlandır Şekil 5.1. Sonlu elemanlar metodunda kullanılan iterasyon ve karşılaştırmalı analizlerin gerçekleştirilme zinciri Makinaların elektromanyetik çevrimleri oluşturulurken mutlak suretle sonlu elemanlar metodu kullanılmakta ve motor, generatör gibi sistemlerin elektromanyetik analizlerinde de birçok program tercih edilmektedir. Gerçekleştirilmiş olan tez çalışmasında elektromanyetik, elektromekanik ve sonrasında entegre sürücülü analizler için ANSYS Maxwell 14 ve 15 sürümleri tercih edilmiştir. 101 Gerçekleştirilecek olan SMFDA motorunun tasarımı için bu paket programlarda kullanılan genel tasarım çevrimlerini ve sonlu özel hale getirebilmek amacıyla Şekil 5.2’deki gibi bir sadeleştirme yapmak yararlı olacaktır. Şekil 5.2. Gerçekleştirilecek olan sistemin entegre sürücülü çevrimi Makinelerin dinamik davranışlarının incelenmesi ve sürücü-motor entegrasyonu gibi çalışmalar dikkate alındığında sadece statik çözümler ve akı dağılımlarının elde edilmesi çoğu zaman bir makinenin tasarımı için yeterli olmamaktadır. Bu aşamada farklı paket programların hesaplamalarındaki hatalar da dikkate alınarak kullanılması gerekmektedir. Manyetik analizler yapılmadan problem tanımlamada izlenen yolları tarif etmekte fayda vardır: Analizi yapılacak modellerin CAD çizimlerinin oluşturulması, Çizimlerin uzantıları *.dxf olacak şekilde program içerisine aktarılması, 102 Problemin ana tanımlamalarının (problem çözümleyicisinin adı, model derinliği-yani motorun uzunluğu, varsa frekans değeri vb.), Sınır koşullarının belirtilmesi, Çizim içerisindeki alanların (stator, rotor, sargı gruplar vb.) belirtilmesi, Sarım şemasının oluşturularak sarım sayıları ile birlikte çizime uygulanması, Problemin ağ (mesh) haritasının çıkartılması, Analizin gerçekleştirilmesi, Sonuçların elde edilmesi ve karşılaştırma işlemlerinin gerçekleştirilmesi. Çalışma kapsamında gerçekleştirilecek olan SMFDA motoru bir önceki bölümde analitik olarak modellenmiş idi. Bu kısımda ise elde edilen parametreler doğrultusunda, SMFDA motoru ANSYS Maxwell Elektromanyetik Analiz ve Tasarım yazılımı ile sonlu eleman analizlerine tabi tutulacaktır. Motorun rotor, stator manyetik devresi ile sargılar ve mıknatısına ait tüm parametreler modellenecektir. Şekil 5.3’de ANSYS Maxwell yazılımı ile oluşturulmuş birkaç motor modeli görülmektedir. Şekil 5.3. ANSYS Maxwell Motor Modelleri Motor modeline ait nümerik, sonlu eleman ve termal analizlerin tamamlanması ile birlikte motor tasarımına ait simülasyon çalışmaları tamamlanacaktır. Motor tasarımının tamamlanması ile birlikte motor modeline uygun parametreler doğrultusunda sürücü devre tasarımına başlanacaktır. SMFDA motoru için gerekli sürücü modeli yine ANSYS Simplorer yazılımı ile gerçekleştirilecek ve simüle 103 edilecektir. Sürücüye ait mikro denetleyici ve kontrol algoritması yine bu yazılım aracılığıyla gerçekleştirilecektir. ANSYS Simplorer yazılımına ait bir görüntü Şekil 5.4’de verilmiştir. Şekil 5.4. ANSYS Simplorer ara yüzü Bu tarz bir çalışma yönteminin diğer bir avantajı ise tasarlanan motor modeli ile sürücü modelinin aynı yazılım üzerinde eşzamanlı olarak çalıştırılabilmesidir. ANSYS Maxwell’de veya RMxprt’de tasarlanan gerçek makine modeli ANSYS Simplorer yazılımına aktarılabilmektedir. entegre motor-sürücü Böylelikle uygulaması yapılacak olan performansına en yakın doğrulukta değerler elde edilebilecektir. 5.3. İki Boyutlu (2D) Manyetik Analizler RMxprt ile analitik hesaplamaları doğrulanan ve parametrik analizleri gerçekleştirilen iki boyutlu motor modeli elde edilen parametrik değerlerin sonlu elemanlar metodu ile doğrulanması ve ortaya konulması için Maxwell 2D yardımı ile 104 elektromanyetik analiz döngülerine tabi tutulmuştur. Elektromanyetik analiz gerçekleştirilirken Şekil 5.5’te verilen devre şemasındaki uyartım şeklinin motor uçlarına anlık uygulanmış olduğu unutulmamalıdır. Sürücü devre bölümünde detaylı olarak açıklanacak olan “hall effect (alan etkili manyetik sensör)” geri besleme sinyallerine bağlı kalınarak simülasyon programında fazlar ikişer A-B, A-C ya da BC olacak şekilde uyartılmaktadır. Şekil 5.5. SMFDA motorunun simülasyonlardaki uyartım şeklinin basit gösterimi Elektromanyetik analizler iki aşamada gerçekleştirilmiş olup birinci aşamada motor sadece bir anda enerjilendirilip durdurulmuştur. Bu durum statik analiz olarak adlandırılmakta olup analiz sonucunda o anda elde edilen manyetik akı yoğunlu (T), manyetik alan enerjisi (Joule), manyetik alan şiddeti (A/m) gibi elektromanyetik değişkenlerdeki durumlar incelenmiştir. Öncelikle Şekil 5.6’da RMxprt içerisinden Maxwell 14’e aktarılan motor modeline göz atmakta fayda vardır. 105 Şekil 5.6. 48 V, 500 d/d’lık SMFDA motorunun Maxwell modeli Model statik manyetik analize tabi tutulduğunda (manyetostatik) manyetik akı yoğunluğunda, enerjide, manyetik akı şiddeti ve akı yollarındaki değişimler Şekil 5.7-Şekil 5.11’de görülmektedir.. Şekil 5.7. Manyetik akı yoğunluğunun (B – Tesla) manyetostatik analiz sonucu değişimi (manyetik alan dağılımı) 106 Şekil 5.8. Manyetik akı yoğunluğunun (B – Tesla) manyetostatik analiz sonucu değişimi (manyetik alan kuvvet çizgilerinin dağılımı) Şekil 5.9. Manyetik alan enerjisinin (E – Joule) manyetostatik analiz sonucu değişimi 107 Şekil 5.10. Manyetik alan şiddetinin (H – A/m) manyetostatik analiz sonucu değişimi Şekil 5.11. Akı yollarının iki faz uyartım esnasında anlık olarak manyetostatik analizdeki değişimi Manyetostatik analizde elde edilen manyetik akı yoğunluğu, manyetik alan şiddeti, manyetik alan enerjisi gibi parametrelerin değişimleri incelendiğinde değerlerin hedeflenen sınırlar içerisinde olduğu görülmektedir. Özellikle motor tasarımlarında 108 göz önünde bulundurulması gereken hava aralığı akı yoğunluğu değerinin 0.7-0.9 T aralığında olma gerekliliği (yüksek moment/ağırlık oranı için) ve bu değerin manyetik akı yoğunluğu analiz sonuçları esnasında bu değere çok yakın tespit edilmesi gerçekleştirilen tasarım akışı ve simülasyon yönteminin doğruluğunu kanıtlamak bakımından çok önemli bir bilgi olarak göze çarpmaktadır. 5.3.1 İki boyutlu (2D) geçici durum (transient) çözümleri Sonlu elemanlar metodunun doğruluğunu kanıtlamada en önemli yere sahip olan analiz yöntemi “geçici durum” analizleridir. Geçici durum analizleri belirlenen zaman aralıklarında (örneğin 0. Sn. ile 2. Sn. aralığı) motorun gerçek zamanlı durumda olduğu gibi analiz edilerek tüm operasyonel parametrelerinin gözlemlenebildiği analizlerdir. Bu çalışmada tasarlanan ve manyetostatik analizleri gerçekleştirilen SMFDA motoru Şekil 5.12’de tasarlanan simülasyon devresi ile 0 ile 400 ms aralığında çalıştırılarak motorun manyetik akı yoğunluğu, akı yolları, manyetik alan enerjisi, sargı akım yoğunluğu gibi parametrelerinin görsel olarak izlenmesi ve çıkış momenti, faz akımları, faz gerilimleri, kayıpları gibi birçok parametrenin grafiksel olarak gösterimi mümkün hale gelmiştir. - + 24V LabelID=V33 D34 S_51 S_49 V S_47 D39 D45 D38 S_50 D43 D37 V D41 D36 S_48 D44 V Şekil 5.12. Simülasyonda oluşturulan sürme devresi 0 24V LabelID=V32 V - D35 V S_46 D42 V + D40 V SModel1 Model LC LabelID=VIC -4.59885e-007H*Kle LB LabelID=VIB -4.59885e-007H*Kle LA LabelID=VIA -4.59885e-007H*Kle RC 0.0354632ohm 0.0354632ohm RB RA 0.0354632ohm LPhaseC LPhaseB LPhaseA + R20 -1 + 1V LabelID=V14 R21 -1 + 1V LabelID=V15 R22 -1 + 1V LabelID=V16 R23 -1 + 1V LabelID=V17 R24 -1 + 1V LabelID=V18 0 R25 LabelID=IVc6 LabelID=IVc5 LabelID=IVc4 LabelID=IVc3 LabelID=IVc2 LabelID=IVc1 100ohm 100ohm 100ohm 100ohm 100ohm 100ohm DModel1 Model -1 1V LabelID=V19 109 110 Gerçekleştirilen geçici durum analizinde verilen zaman aralığında birçok veriyi elde etmek mümkündür. Motor çalışırken elektromanyetik olarak ortaya çıkan etkiyi net olarak görebilmek için 0,01 sn – 0,04 sn aralığındaki manyetik akı yoğunluğu, akı yolları, manyetik alan enerjisi, sargı akım yoğunluğu gibi parametrelerin manyetik alan içerisindeki değişimleri Şekil 5.13-Şekil 5.16’da verilmiştir. Şekil 5.13. 100 ms – 400 ms aralığında manyetik akı yoğunluğunun (B) değişimi Şekil 5.14. 100 ms – 400 ms aralığında akı yollarının (A) değişimi 111 Şekil 5.14. 100 ms – 400 ms aralığında akı yollarının (A) değişimi (devamı) Şekil 5.15. 100 ms – 400 ms aralığında depolanan manyetik alan enerjisi (E) 112 Şekil 5.16. 100 ms – 400 ms aralığında sargılardaki akım yoğunluğunun değişimi (J) Şekil 5.13 ile Şekil 5.16 arasında verilen elektromanyetik gösterimlerde özellikle Şekil 5.16’da verilen sargılardaki akım yoğunuğunun değişimi çalışmayı çok açık bir şekilde özetlemektedir. Motor ilk kalkış anında devreden fazla akım çektiği için faz sargılarına ait akım yoğunluğu (12,5 A/mm2) nominal akım yoğunluğunun (4,8 A/mm2) yaklaşık 2,5 katı kadardır. Bu durum 0,01.sn’de açıkça görülmektedir (turuncu boyalı bölge). 200-300 ms aralığında değer nominal değerine kadar düşmüştür. Bu özelliklerinden dolayı geçici durum çözümleri elektromanyetik çözümleri en detaylı noktasına kadar görselleştirdiği için sonlu elemanlar metodunun kullanan uygulamalarda çok önemli bir yeri vardır. 5.3.2 İki boyutlu (2D) geçici durum grafikleri Geçici durum çözümleri gerçekleştirilen SMFDA motorun çalışmasıyla ilgili olarak elde edilen operasyonel parametrelerine ait grafiksel gösterimler Şekil 5.17-Şekil 5.21’de detaylı olarak verilmiştir. 113 Şekil 5.17. 0-100 ms aralığında motor momentinin değişimi Şekil 5.18. 0-100 ms aralığında motor faz akımlarının değişimi 114 Şekil 5.19. 0-100 ms aralığında motor fazlarına ait sargı özindüktanslarının değişimi Şekil 5.20. 0-100 ms aralığında sargılarda meydana gelen kayıpların değişimi Şekil 5.21. 0-100 ms aralığında manyetik akının değişimi 115 5.4. Üç Boyutlu (3D) Durum Analizleri RMxprt ile analitik hesaplamaları doğrulanan ve parametrik analizleri gerçekleştirilen iki boyutlu motor modeli ile 2D statik ve geçici durum çözümleri; farkların ortaya konulması ve çözümler arasındaki ayrılıkların vurgulanması amacıyla üç boyutlu elektromanyetik analiz döngülerine tabi tutulmuştur. 5.4.1. Üç Boyutlu (3D) Statik Çözümler İki boyutlu analizlerde olduğu gibi üç boyutlu manyetik analizler iki aşamada gerçekleştirilmiş olup birinci aşamada motor sadece Manyetostatik analize tabi tutulmuştur. Bu durum statik analiz olarak adlandırılmış, analiz sonucunda o anda elde edilen manyetik akı yoğunlu (T), manyetik alan enerjisi (Joule), manyetik alan şiddeti (A/m) gibi elektromanyetik değişkenlerdeki durumlar incelenmiştir. Manyetostatik analizde elde edilen manyetik akı yoğunluğu, manyetik alan şiddeti, manyetik alan enerjisi gibi parametrelerin değişimleri incelendiğinde verilerin hedeflenen sınırlar içerisinde olduğu görülmektedir. Şekil 5.22 ve Şekil 5.23’te gösterildiği gibi özellikle motor tasarımlarında göz önünde bulundurulması gereken hava aralığı akısının 0.7-1 T aralığında olma gerekliliği ve bu değerin manyetik akı yoğunluğu analiz sonuçları esnasında bu değere çok yakın tespit edilmesi gerçekleştirilen tasarım akışı ve simülasyon yönteminin doğruluğunu kanıtlamak bakımından çok önemli bir bilgi olarak göze çarpmaktadır. 116 Şekil 5.22. Manyetik akının değişimi Şekil 5.23. Manyetik kuvvet çizgilerinin değişimi 5.4.2. Üç Boyutlu (3D) Geçici Durum (Transient) Çözümleri ANSYS Maxwell programının diğer güçlü bir yanı da 2D olarak gerçekleştirilen statik ve geçici durum çözümlerinin üç boyutlu (3D) olarak da çok detaylı bir şekilde gerçekleştirilebilmesidir. Bu işlemin gerçekleştirilebilmesi için motorun öncelikle üç boyutlu olarak tasarlanması gerekmektedir. Şekil 5.24’te üç boyutlu olarak tasarlanmış olan SMFDA motora ait çizimler verilmiştir. 117 Şekil 5.24. Tasarlanan SMFDA motoruna ait 3D görünüşler 3D analizler manyetik akı yollarının ve manyetik alan şiddetinin yüzeyler üzerinde dağılımı ile ilgili olarak daha detaylı bilgi vermektedir. Karşılaştırma hesapları, (endüktans, akı bağları ve moment vb.) 2D analizlerde süre açısından kolaylık sağlamasına rağmen, 3D analizlerde ortaya çıkabilecek farklılıkların gözlemlenmesi açısından 3D analizlerde de ilgili parametreler hesaplatılmıştır. Şekil 5.25 - Şekil 5.28’ da sırasıyla motor statorunda ve mıknatıslar üzerinde meydana gelen manyetik akı yoğunluğu, manyetik akı yoğunluğunun vektörel olarak gösterimi, sargılardaki akım yoğunluğu ve motorda meydana gelen toplam kayıp verilmiştir. 118 Şekil 5.25. 400.ms’de motor üzerinde oluşan manyetik akı yoğunluğunun dağılımı Şekil 5.26. 400.ms’de motor üzerinde oluşan manyetik akı yoğunluğunun vektörel olarak dağılımı 119 Şekil 5.27. 400.ms’de sargılardaki akım yoğunluğunun dağılımı Şekil 5.28. 400.ms’de motorda meydana gelen toplam kayıpların gösterimi 120 5.4.2 Üç boyutlu (3D) geçici durum grafikleri Geçici durum çözümleri gerçekleştirilen SMFDA motorun çalışmasıyla ilgili olarak elde edilen operasyonel parametrelerine ait grafiksel gösterimler Şekil 5.29-Şekil 5.32’de detaylı olarak verilmiştir. Şekil 5.29’da verilen moment grafiği ile (3D) Şekil 5.17’de verilen moment grafiği (2D) kıyaslandığında, Şekil 5.30’da verilen moment grafiğinin daha gerçekçi olduğu görülmektedir. Burada, 2D çözümlerin daha iyimser sonuçlar verdiği söylenebilir. Daha gerçekçi sonuçlar için 3D çözümler elektrik makinalarının tasarımında önemli bir yere sahiptir. Şekil 5.29. 0-100 ms aralığında motor momentinin değişimi Şekil 5.30. 0-100 ms aralığında motor faz akımlarının değişimi 121 Şekil 5.31. 0-100 ms aralığında motor faz öz indüktanslarının değişimi Şekil 5.32. 0-100 ms aralığında sargı kayıplarının değişimi 122 6. ÜÇ KADEMELİ STATOR YAPISINA SAHİP SMFDA MOTORUNUN FABRİKASYONU 6.1. Giriş Bu bölümde prototip üretimi gerçekleştirilen motorun üretim aşamaları ve prototip üretiminde karşılaşılan zorluklar ile bu zorlukların çözümü için geliştirilmiş olan tekniklerden bahsedilecektir. Çalışmada gelinen noktayı kısaca özetlemek gerekirse aşağıdaki noktaları sıralamak mümkün olacaktır: Prototip üretimi planlanan 51 oluklu 46 kutuplu SMFDA motoruna ait parametreler kullanılarak motor yapısını oluşturan temel boyutlar hesaplanmış ve doğrulanmıştır. Çizimler sayesinde motorun 2D ve 3D modelleri sonlu elemanlar metodu kullanılarak çözülmüş ve sonuçlar karşılaştırılmıştır. Birkaç farklı programda gerçekleştirilen benzetimler ile programların güvenirliği ve verdikleri sonuçların benzerliği karşılaştırılmış ve kanıtlanmıştır. Belirlenen parametreler doğrultusunda motorun iki ve üç boyutlu çizimleri oluşturulmuştur. Başlatılan tez çalışmasının benzetimlerle desteklenmesi ve elde edilen sonuçların memnuniyet verici olması dolayısıyla motorun üretim aşamaları başlatılmıştır. Üretim aşamasında oluşturulan motor katı modelleri Şekil 6.1 ve Şekil 6.2’de verilmiştir. Şekil 6.1. Sargılarla birlikte motorun katı görünümleri (kesit) 123 Şekil 6.2. Sargılarla birlikte motorun katı görünümü (tam) 6.2. Fabrikasyon Süreci 6.2.1. Silisyumlu çelik (silisli elektrik sacı) temini ve işlenmesi Motorların en önemli parçalarından birisi de statorudur. Stator sargıları taşıyan ve manyetik alanı oluşturan parçadır. Statorun en önemli özelliği 0.25, 0.3, 0.5 mm vb. gibi kalınlıkları olan silisli elektrik saclarının belirli bir basınç altında sıkıştırılarak paket haline getirilmesinden oluşmasıdır. Çalışmada M330-50A tipinde yüksek geçirgenlikte silisli elektrik sacı kullanılmıştır. Silisli Elektrik Sacları: Silisyumlu elektrik çelikleri (elektrik makina tasarımcıları için laminasyon malzemeleri olarak ta bilinir) iki tipte üretilmektedir. Bunlar yönlendirilmemiş ve tanecik yönlendirmeli çeliklerdir. 0 ile % 3 arasında silisyum içeren yönlendirilmemiş elektrik çelikleri temelde izotropiktir. Bunlar 1,3 m’ye kadar genişlik ve 0,35 - 0,8 mm kalınlığında şeritler olarak üretilir. Levha çoğu kez laminasyonlar arası yalıtımın sağlanması için ince bir yalıtkan katmanla kaplanmış olarak verilir. Bir yüzeyin buharla mavileştirilmesi küçük motorlarda kullanılan 124 laminasyonlarda tercih edilirken organik veya inorganik kaplama büyük laminasyonların bir veya iki yüzeyine uygulanır. Her iki yüzeydeki yalıtım eddy akım kayıplarını azaltmanın yanında depolama süresince laminasyonların korozyondan korunması avantajı da vardır. Yönlendirilmemiş yarı işlenmiş laminasyonların 1,5 T ve 50 Hz de 0,5 mm ve 0,65 mm standart kalınlıkları vardır ve bunların tipik özgül kayıp değerleri (W/kg) sırasıyla 4,55–5,5 ve 6,0–7,1 aralığında bulunmaktadır. Tam işlenmiş malzemenin standart kalınlıkları 0,35 mm, 0,50 mm ve 0,65 mm ve 1,5 T ve 50 Hz’de garanti edilen özgül kayıp değerleri (W/kg) sırasıyla 3,0; 4,0 ve 8,0’dir. Nüve Malzemenin Seçimi: Elektrik makinalarının tasarımı ve üretimindeki amaç olabildiğince ekonomik, istenilen özellikleri yerine getiren ve garanti eden bir makina ortaya çıkarmaktır. Bu yüzden iyi bir tasarım, teknik bakışla, ekonomik ve üretim yönlerine aynı önem verildiğinde geliştirilebilir. Nüve malzemesinin nasıl seçileceğinin bazı örnekleri uygulama gereksiniminden etkilenir ve bunlar aşağıda verilmiştir. Evsel uygulamalarda kullanılan küçük güçlü motorlar: Bu tek fazlı motorların verimi tipik olarak % 60-70 civarındadır. Düşük maliyet ve seri imalata uygunluk öncelikli önemde bulunur. Bunu takip eden diğer faktörler: 890-50-D5 gibi alaşımsız (silikonsuz), yarı işlenmiş malzeme, yönlendirilmemiş yönde zımbalama kolaylığı olan ve düşük maliyetli malzemedir. Standart üç fazlı indüksiyon motorları: Bu endüstriyel uygulamalarda en yaygın kullanılan motor tipidir. 250 W’lık bir motorun verimi tipik olarak % 70 iken 18,6 kW’lık bir motorun verimi % 90’a yükselir. Burada da ekonomik etmenler önemlidir fakat dengeli bir tasarım genelde 4 W/kg civarında nüve kayıpları ile düşük kayıplı, yönlendirilmemiş, tamamen ısıl işlemden geçirilmiş elektriksel çeliklerin kullanımını zorunlu kılar. Sabit mıknatıslı motorlar: Adım motorları ve DC servomotorlar ile sabit mıknatıslı sistemler çoğu kez yüksek akı yoğunluğu (1,6-1,8 T) ile tasarlanır 125 ve verim bir başlangıç tasarım parametresi olarak nadiren dikkate alınır. Normalde bu tip motor ve generatörlerde ince kalınlıkta, yönlendirilmemiş elektriksel çelikler kullanılır, fakat bazı tasarımlarda gelişigüzel açısal davranışta paketlenmiş tanecik yönlendirmeli malzeme de kullanılmaktadır. Uygulamamızda tercih etmiş olduğumuz ve detaylı kesime hazır hale getirilmiş olan M-15 sac tipine ait özellikler Şekil 6.3’te verilmiştir. Şekil 6.3. Kesime hazır hale getirilmiş M330-50A silisli sacı ve teknik özellikleri Nüve Fabrikasyonu: Bazı istisnaların dışında çoğu makina üreticileri silikon çelik üreticileri ile doğrudan ilişki içinde değildir. Bunlar standart laminasyonların geniş bir aralığını elinde bulunduran laminasyon sağlayıcılardan zımbalanmaya hazır laminasyon alırlar. Bu projede kullanılacak olan laminasyonlar için herhangi bir standart bulunmadığı için laminasyonlar ANSYS Maxwell’de tasarlanan laminasyonlarla birebir ölçüde olacak şekilde hazırlanan kalıplarda basılarak zımbalanacaktır. Zımbalama ve kalıplama aksiyonu laminasyonun alt tarafında biçimlendirilmesi gereken çapakların oluşmasına neden olur. Önceden yalıtılmış laminasyonlar kullanıldığında, çapakların büyüklüğü nüvedeki laminasyonların kısa devre olmasını engellemek için yalıtkan filmin kalınlığından daha az bir değerde tutulmalıdır. Keskin alet ve takımlar çapak boyutunu en aza indirir ve laminasyonlar çoğu kez aşırı çapak boyutuna karşı belli sayıdaki bir işlemden sonra gözden geçirilerek kontrol edilir. 126 Laminasyonlar nihayetinde kesme kalıpları oluşturulduktan sonra kesilerek Şekil 6.4’e benzer bir hal alacaktır. Şekil 6.4. Kalıplarda kesilen elektrik sacları 6.2.2. Presleme ve paketleme Şekillerine kavuşan saclar için bir sonraki aşama presleme ve paketlemedir. Laminasyonlar nüve paketi olarak bir araya getirilir ve oyuklara yerleştirilen sıralama çubukları paketin düzgün doğrultuya getirilmesinin sağlanmasında kullanılır. Paketin tamamı daha sonra sıkıştırılır ve laminasyonlar nüvenin sırt kısmından kaynakla birbirine tutturulur. Küçük makinalarda laminasyon üzerinde özel olarak zımbalama ile açılmış küçük oyuklara kaynak doğrudan uygulanır. Büyük makinalarda ek mekanik desteğin sağlanması için nüve çubukları laminasyona kaynaklanır. Son olarak laminasyonların üzerindeki yüksek çıkıntılar bir eğe ile giderilir. Bunlar en aza indirilirken laminasyonların kısa devre olmasını engellemeyecek şekilde dikkatlice yapılmalıdır(Şekil 6.5). 127 Şekil 6.5. Presleme ve paketleme Gerçekleştirilen çalışmalar sonucunda ortaya çıkan ve sarılmaya hazır olan stator Resim 6.1’de verilmiştir. Resim 6.1. Sarıma hazır hale getirilmiş stator 128 6.2.3. Sarım işlemi Motorda gerçekleştirilecek en önemli işlemlerden birisidir. Düzgün ve hesaplamaları doğru yapılmış sarım şekli verimli bir motor tasarlamada en önemli etkenlerden biridir. Yapılan analitik hesaplamalar ve manyetik analiz sonuçları kaç spirlik ve hangi özelliklerde sarım yapılacağının bilgisini vermektedir. Yalıtım Malzemeleri (Oluk Yalıtımı): Bir elektrik makinasının oyuğunda kullanılan yalıtıcı malzemeler şu şekilde saptanabilir: oyuk astarı (yen), kapak slaytı (oyuk kapatıcı), oyuk kaması veya takozu ve çok katmanlı sargı durumunda oyuk ayırıcı (ara slaytı). Isıl ve mekanik özellikleri sağlarken oyuktaki aktif iletken malzemenin hacminin maksimumda olabilmesi için oyuk yalıtım (aktif olmayan) sisteminin hacmi en azda tutulmalıdır. Hâlihazırda küçük elektrik makinalarının oyuk yalıtımı mika içermeyen tek katman (kâğıt türü malzemeler), kompozit laminantlar, pregreg (önceden emdirilmiş) tabakalar ve katı yalıtım malzemelerinden yapılır (Resim 6.2). A sınıfı presbantlar diğer elektriksel kâğıtlar gibi işlenen pamuk bez fiberler veya kâğıt hamurunun belli sayıda ıslak katmanlarının preslenmesi ve ısıl işlemi ile hazırlanabilir. Bunlar yaklaşık 0,1 mm gibi minimum bir kalınlıkta üretilir. Reçine emdirilmiş elektriksel presbantlar bazı küçük makinalarda oyuk yenleri (0,25 - 0,5 mm kalınlık) olarak kullanılır. Bununla beraber bunların en önemli kullanımı kompozit yalıtım malzemelerinin fabrikasyonunda bir bileşen olmaktır. Bu malzemeler 105°C’lik bir sınırlayıcı sıcaklıkta belirtilmiş olmakla beraber çok daha yüksek sıcaklıklara kısa süreli dayanabilirler. Bu presbantların yerine gerçekleştirilecek olan tasarımda F sınıf Etilen glikol ve tereftalik asidin yoğunlaşma ürünü polyester film olarak bilinen bir plastik film kullanılacaktır. Mükemmel mekanik ve ısıl özellikleri vardır. Polyester filmin 175’°C’lik bir sıcaklık göstergesi vardır. 129 Resim 6.2. Polyester film malzemenin stator oluklarına yerleşimi İletken Malzemenin Seçimi ve Bakır İletkenler: İletken malzemelerin olabilecek en yüksek iletkenliğe ve olabilecek en düşük direncin sıcaklık katsayısına sahip olması istenilir. Bunların aynı zamanda iletken tel, sargı ve diğer karmaşık kısımların fabrikasyonunu mümkün hale getirecek yeterli mekanik dayanımı olması olması istenilir. Küçük elektrik makinalarında kullanılan iletkenler normalde yüksek mekanik gerginliğe maruz kalmamasına rağmen sargıların yapım işlemi ve bunların oyuklara yerleştirilmesi bazı mekanik özellikleri zorunlu hale getirir. İyi bir sarımın gerçekleştirilmesi Şekil 6.3’te gösterildiği gibi düzenli bir sarım şemasının çıkarılması ile sağlanabilir. Resim 6.3. Sarım şemasının çıkarılması ve sargıların oluşturulması 130 Ek olarak iyi kaynak yapılabilirlik ve lehimlenebilirlik bağlantı yerlerinin yüksek güvenilirliği ve elektriksel direncinin düşük olmasını garantiye alır. Bakır oldukça kolay işlenebilen ve yumuşak bir metaldir; dökümü yapılabilir, dövülebilir, haddelenebilir, çekilebilir ve makinada işlenebilir. Yüksek elektriksel iletkenliği ve mükemmel mekanik özelliklerinden dolayı bakır elektrik makinalarının sargılarında en yaygın kullanılan elektriksel iletkendir. Gerçekleştirilecek olan çalışmada sarım malzemesi olarak bakır iletken kullanılacaktır. Resim 6.4 ve Resim 6.5’da statorun sarım aşamaları ve sarılmış statorun son görünümü verilmiştir. Resim 6.4. Statorun sarımı Resim 6.5. Sarılmış statorlar 131 6.2.4. Mıknatıs tasarımı ve rotor gövdesinin işlenmesi Özel tasarımlarda en çok problem yaşanan nokta mıknatısların tasarlanması ve üretilmesidir. Maalesef Türkiye’de mıknatıs üretimi yapan herhangi bir firma ya da kuruluş bulunmamaktadır (düşük adetler için kalıp ücreti talep edilmeksizin). Şu an için tasarlanan mıknatıs çizimleri yurt dışına gönderilerek orada üretilmesi sağlanmaktadır. Mıknatıs tasarımının ardından; mıknatıslar oturması için CNC teknolojisi ile işlenmiş olan gövdeye yerleştirilecektir. Sabit Mıknatıslı Malzemeler: Sabit mıknatıslar doğru akımda uyartılan elektromıknatıslar gibi aynı etkiyi meydana getirerek elektrik makinalarında uyartımın sağlamasında kullanılır (Resim 6.6). Bir sabit mıknatıs manyetik enerjiyi depoladığı ve bu enerji aygıtın çalışmasında tüketilmediğinden kullanışlıdır. Normal sınırları içinde çalıştırıldığında mıknatıs sonsuz bir zaman için enerjisini üzerinde barındırır. Şayet sabit mıknatıs yerine bir elektromıknatıs kullanılarak manyetik alan oluşturulursa uyartım alanının enerjisinin korunumlu olduğuna dikkat edilmelidir. Bununla beraber uyartım akımında iletkenin direncinden dolayı omik kayıplar adında bir miktar enerji kaybolur. Resim 6.6. Mıknatıs tasarımı ve mıknatısların gövdeye yerleşimi 132 Sabit mıknatıs malzemeler kimyasal yapılarına göre üç ana grupta gruplanabilir. Bunlar seramikler (veya ferritler), Alnico’lar ve nadir toprak mıknatıslarıdır. Ferritler (manyetik olarak sert seramikler) elektriksel ve ısıl yalıtkanlar iken diğer bütün mıknatıslar metalik iletkenlerdir. Alnico’lar oldukça yüksek kalıcılık ve düşük gidericilikleri varken nadir toprak mıknatıslarında bu iki parametrenin her ikisinin yüksek değerleri vardır. Seramikler düşük maliyetli ve bol bulunan ham maddelerden oluşmaktadır. Alnico’lar ve nadir toprak - kobalt (samaryum - kobalt) mıknatısları kobalt kullanırken (fakat oldukça farklı verim ile) seramikler ve nadir toprak ferritleri (neodmiyum – demir - bor mıknatıslar) bunların hiçbirini gerektirmez. Çizelge 6.1’de mıknatıs malzemelerin ana gruplarının manyetik özellikleri özetlenmekte ve her birine ait birim enerji başına yaklaşık maliyet verilmektedir. Her malzeme grubunun çeşitli türleri olduğundan maksimum enerji çarpımının da geniş bir aralığı vardır. Kalıcılık ve gidericilik elektrik makinalarında yaygın olarak kullanılan türler için ortalama değerler olarak alınır. Çizelge 6.1. Mıknatıs malzemelerin özellikleri (BH)max (kJ/m3) Br (T) Hc (kA/m) Birim Enerji Başına fiyat ($/J) Nd-Fe-B 200-290 1,20 870 3,5 SmCo5 130-190 0,97 750 8,5 Sm2Co17 180-240 1,05 660 7,7 Alnico 70-85 1,1 130 4 Seramikler 27-35 0,4 240 0,5 Neodyum Mıknatısların Önemi: Gerçekleştirilecek olan çalışmada kullanılması planlanan Neodyum mıknatısların aşağıdaki gibi üç parçalı güçlü bir etkisi vardır. Bazı ürünlerdeki mevcut malzemelerin yerine kullanılabilir. Mevcut bazı uygulamalarda elektromıknatısların yerine rahatlıkla kullanılabilir. Sabit mıknatısların önceden uygulanamadığı tamamen yeni uygulamalar için tercih edilebilir. 133 Bununla beraber düşük hacim ve ağırlık gereken çoğu uygulamalarda Nd-Fe-B mıknatıslar kullanılmaktadır. Ek olarak Nd-Fe-B malzemelerin yüksek enerji çarpımı daha küçük mıknatısların kullanımına izin vermektedir. Bu daha düşük toplam maliyetle sonuçlanacak şekilde demir aksam ve sargı gibi makinanın diğer bileşenlerin boyutunun küçülmesi sonucunu doğurmaktadır. Nd-Fe-B malzemeler şimdiki fiyatlarda Alnico’lardan daha düşük maliyetli manyetik enerji sunmaktadırlar ve Alnico’ların motorlarda kullanımı gittikçe kaybolmaktadır. 6.2.5. Gövde kapakları ve milin işlenmesi Motorun 35 mm çapında ve tamamen paslanmaz çelikten yapılmış olan mil parçası tasarlanmış, üretilmiş ve isteğe uygun şekilde işlenmiştir. Kullanılan milin çizimi Şekil 6.6’da verilmiştir. Şekil 6.6. Tasarlanan motorun mili Milin ortasında yer alan üç çentikli alan motor flanşlarının takılacağı ve statorun sabitleneceği kısımları göstermektedir. 134 6.2.6. Diğer mekaniki parçaların işlenmesi Şekil 6.7’de ölçü detayları ve stator ile bağlantısı verilmiş olan stator flanşı motor statorunun mil ile bağlantısını sağlamak için tasarlanmış olan diğer bir parçadır. Şekil 6.7. Stator flanşı Şekil 6.8’de ise motor kapaklarının çizimi ve CNC yardımıyla işlenmiş parça verilmiştir. Şekil 6.8. Motor kapakları 135 Mekaniki dayanımı üst düzeyde tutmak için 62*35 mm’lik kapalı rulman kullanılmıştır. 6.2.6. Motorun son görünüşü Motor statoru ve rotorunun gövdeye oturtulması ve akabinde dış bağlantıların yapılarak yatak ve kapakların birleştirilmesi ile elde edilen motorun son görünüşleri Şekil 6.9 - Resim 6.7’de verilmiştir. Şekil 6.9. Motorun SolidWorks’da işlenmiş son hali (a) 136 (b) Resim 6.7. Motorun son görünüşleri (a) Komple görünüş (b) Sargılar dışarıda 6.3. Sonuç Bu kısımda prototip üretimi gerçekleştirilen motorun üretim aşamaları tanımlanmış ve prototip üretiminde karşılaşılan zorluklar ile bu zorlukların çözümü için geliştirilmiş olan tekniklerden bahsedilmiştir. Üretim aşamalarını şu şekilde özetlemek mümkündür: Motorun katı görünüşünün elde edilmesi, Statoru oluşturacak silisli saclar için kalıpların oluşturulması ve sacların işlenmesi, Mıknatısların tasarlanması ve üretilmesi, Rotorun oluşturulması ve mil işleme, Kalite kontrol işlemleri, Stator bloğunun oluşturulması yalıtımı ve sarım işlemleri, Motorun gövdeye oturtulması ve dış bağlantılar. 137 7. SÜREKLİ MIKNATISLI FIRÇASIZ DA MOTORLARINDA KULLANILAN KONTROL MEKANİZMALARI 7.1. Giriş SMFDA motorunun güç yoğunluğu, ısı dağılım kapasitesi ile orantılıdır. Bu motorlarda; bakır, eddy ve histerisiz kayıpları statorda olmakta, uyarma akımı kayıpları ve aynı zamanda ek kayıplar da ortadan kalkmaktadır. Bu tür makinalarda stator normal bir asenkron motordaki gibidir ve uyarma akımı rotora yerleştirilen sürekli mıknatıslar ile sağlanmaktadır. Sabit mıknatıslı motorlar; uyarma akısı mıknatıslar tarafından sağlandığından, mıknatısların yerleştirilmesi ve karakteristikleri nedeniyle hem bir senkron makine, hem de bir doğru akım makinesi özelliği gösterebilmektedir. Yüksüz durumda hız, gerilim ile doğru ve akı ile ters orantılıyken, yük altındayken hız, akım ve akı ile doğru orantılıdır. Yukarıda özelliklerden dolayı SMFDA motoru sürücü sisteminin dinamik karakteristikleri sabit değildir. Her ne kadar dinamik karakteristiklerdeki değişimlerin etkisi geri beslemeli denetim sistemlerinde azaltılabilirse de sistem parametrelerindeki ve çevredeki değişmeler denetleyici performansını oldukça olumsuz etkiler. Bu sebeple SMFDA motoru denetim sistemlerinde dayanıklı ve kendini çalışma koşullarına göre yeniden organize edebilen denetleyicilere ihtiyaç vardır. Çünkü SMFDA motoru sürücü sistemlerinde birçok parametre çalışma şartlarına göre değişebilmektedir. Ayrıca bu sistemin lineer olmayan, modellenemeyen birçok dinamik özelliği, ölçülemeyen gürültüleri ve birçok iç döngüsü vardır. Bütün bu problemler, denetim performansını azalttığı için yeni denetim teknikleri üzerindeki çalışmalar artmış ve bu çalışmaların sonucunda klasik denetim teorisi üzerine kurulmuş adaptif denetim, optimal denetim ve kayan kipli denetim teknikleri gibi yeni denetim teknikleri geliştirilmiştir [97]. Geliştirilen bu kontrol tekniklerinin SMFDA motoru sürücü sistemlerinde denetleyici olarak 138 kullanılabileceği düşünülerek son yıllarda literatürde bu konularda birçok çalışma yapılmıştır. Yapılan çalışmaların birçoğunda, SMFDA motorunun hassas bir denetimi için, SMFDA sürücü sisteminin matematiksel modeline ihtiyaç vardır. Oluşturulan modeller genellikle lineer olmayan modellerdir. Ancak bu denetim tekniklerinin yaklaşık tamamında modelin lineerleştirilmesi gereklidir. Sistemin matematiksel modeli çıkartılırken ve lineerleştirilirken birçok kabuller ve ihmaller yapılır. Bunlardan dolayı oluşturulan model, sistemi tam anlamıyla yansıtmaz ve bu da bu model üzerine kurulan denetleyicinin performansını düşürür. Sistemi tam anlamıyla temsil eden çok karmaşık modeller de yapılabilir. Fakat bu modellerin parametre hassasiyetleri zayıf ve lineerleştirilmeleri oldukça zor olduğundan adaptif, optimal ve kayan kipli denetim yöntemlerinin yaklaşık tamamında matematiksel model, fiziksel gerçekler üzerine kurulur ve matematiksel model içindeki bilinmeyen parametrelerin kestirimi yapılır. Bunun sonucunda matematiksel model ile gerçek model arasında bir hata fonksiyonu tanımlanır ve buradan denetim kuramı hesaplanır. Fakat tüm bu denetim sistemleri lineer sistem teorisi üzerine kurulmuştur. Sistemde ve çevre şartlarında bir değişme olması durumunda modelin yeniden inşa edilmesi ve yeni model için yeniden denetim kuramının geliştirilmesi gerekmektedir. Bu olumsuzluklardan dolayı adaptif, optimal ve kayan kipli denetim teorileri kullanım açısından çok popüler değildir ve gerçek problemlere uygulamak oldukça zordur. Bu gerçeklerden dolayı denetim teorilerinin basit ve anlaşılır olması, denetleyicinin değişen sistem ve çevre şartlarına göre hassas bir denetim sağlayabilmesi için kendini yeniden organize edebilmesi, bu yeniden kendini yapılandırma işlemi için sistem modeline ve sistem parametrelerine ihtiyaç göstermemesi gerekmektedir. Denetleyicinin hesabı kısa süreli olmalı ve kolay işlemlerden oluşmalıdır. Yeni geliştirilen denetim yöntemlerinde öğrenebilirlik, esneklik, dayanıklılık, lineer olmama gibi özelliklerin olması gerekmektedir. Bulanık denetim teorisinin bu özelliklerin birkaçının olması, avantaj olarak sayılabilir. Ancak, denetleyicinin gerçekleştirilebilmesi için bir bilgi altyapısına ihtiyaç vardır ve sistemin tüm davranışının kurallar tablosunda karşılığı bulunmalıdır. Son yıllarda literatüre 139 bakıldığında tüm bu denetim yöntemlerine alternatif olarak yapay sinir ağları ile denetim çalışmaları oldukça hız kazanmıştır. SMFDA motorlarının kontrolünde kullanılan yöntemler kısaca şu başlıklar altında incelenebilir: Evirici kontrol, PID kontrol, Bulanık mantık denetleyicileriyle kontrol, Yapay sinir ağları kullanılarak yapılan kontrol, Vektör Kontrolü (Alan yönlendirmeli kontrol FOC), Doğrudan moment kontrolü (DTC), 7.2. SMFDA Motorlarında Kullanılan Konvertörler ve Anahtarlama Yöntemleri Fırçasız DA motor kontrolünün daha iyi anlaşılabilmesi için eviricilerin ve anahtarlama yöntemlerinin incelenmesi gerekmektedir. Bu bölümde, fırçasız DA motorunun çalışmasında ve düzgün moment üretiminde önemli bir katkısı olan üç fazlı evirici devrelerine ve anahtarlama yöntemlerine değinilecektir. 7.2.1. Kare dalga anahtarlama yöntemi Kare dalga anahtarlama yönteminde, güç elemanları aralarında 120° olmak üzere, bir periyot süresince bir kez açık bir kez de kapalı konumda bulunur. Güç elemanlarının bir periyottaki iletim süresi 180° veya 120° yapılabilir. Evirici çıkış geriliminin bir periyodu 60°’lik altı adıma ayrıldığı zaman, her bir adımda 180°’lik eviricide 3, 120°’lik eviricide ise 2 güç elemanı iletimde olur. Bu nedenle kare dalga anahtarlama yönteminde evirici çıkış geriliminin genliği sabittir ve ancak eviricinin DA besleme gerilimi ayarlanarak evirici çıkış geriliminin genliği denetlenebilir (Şekil 7.1). 140 VHA A) VHA B) S S B VH B VH VH VH N 240° 360° 120° C) Gerilim 60° C N C 120° -VH 120° C 60° Yüksek VHA Düşük Yüksek VHB Düşük Yüksek VHC Düşük Yüksek -VHC Düşük Akım A fazı B fazı C fazı 0° 120° Şekil 7.1. Kare dalga anahtarlama yönteminde fazların durumu 141 Kare dalga anahtarlama yönteminde evirici çıkış geriliminin ayarlanamaması önemli bir sakıncadır. Bu anahtarlama yönteminde, güç elemanları bir periyot süresince bir kez açık ve bir kez kapalı bulunmaktadır. Yüksek güç uygulamalarında açmakapama süreleri fazla olduğundan anahtarlama frekansları düşüktür ve bu tür uygulamalarda kare dalga anahtarlama yöntemi tercih edilir. 7.2.2. Darbe genişlik modülasyonu (PWM) anahtarlama yöntemi Motor denetim sistemlerinde kullanılan üç fazlı evirici çıkış gerilimlerinin ayarlanabilmesi gerekir. Bunun için kullanılan en etkin yöntemlerden biri PWM ile güç elemanlarının anahtarlanmasıdır(Şekil 7.2). PWM anahtarlama yönteminin esası, bir periyot süresince evirici güç elemanlarını bir kez açık ve bir kez kapalı tutmak yerine, çok sayıda anahtarlama yaparak açık ve kapalı kalma sürelerini ayarlamaktır. Bu şekilde, güç elemanlarının açık-kapalı kalma süreleri değiştirilerek istenilen bir frekansta evirici çıkış geriliminin genliği ayarlanabilir. Çeşitli PWM anahtarlama yöntemleri geliştirilmekle birlikte, bu çalışmada sinüsoidal PWM olarak bilinen, üç fazlı referans sinüsoidal sinyallerle bir üçgen dalga sinyalin karşılaştırılması sonucu elde edilen anahtarlama sinyalleri ve evirici çıkış gerilimi verilmiştir [98, 99]. Şekil 7.2. Sinüs PWM anahtarlama yöntemi 142 7.3. Akım Kontrol Yöntemleri Fırçasız DA motorunun akım kontrolü için, histerezis akım kontrolü kullanılmıştır. Bu bölümde, histerezis akım kontrolü ile birlikte, yaygın olarak kullanılan diğer bir akım kontrol yöntemi olan PWM akım kontrolüne de değinilmiştir. 7.3.1. Histerezis akım kontrol yöntemi Fırçasız DA motorlarındaki histerezis akım kontrolü Şekil 7.3’te gösterilmiştir. Bu yöntemde motorun çektiği gerçek faz akımları ölçülerek, referans faz akımları ile karşılaştırılır. Karşılaştırma sonunda elde edilen hata sinyali histerezis (tolerans) bandından geçirilerek, motor akımlarının referans akımları izlemesi sağlanır. Şekil 7.3. Histerezis akım kontrol yöntemi Bu kontrol yönteminde akım hataları histerezis bandının dışına taşarsa, tetikleme kaydırma devresinin çıkışları konum değiştirerek güç elemanlarının uygun şekilde anahtarlanmasını sağlar. Bu şekilde evirici devresindeki güç yarıiletkenlerini anahtarlamak suretiyle faz akımları histerezis aralığında tutulmuş olur. Sistem kontrolü yönünden bakıldığında, histerezis akım kontrolünün diğer akım kontrollerine göre tepkisi hızlıdır ve gecikme söz konusu değildir. Ancak fazlar arası etkileşimden dolayı akım dalgalanmalarının oluşması ve harmoniklerin kontrol edilememesi en önemli sakıncasıdır. 143 7.3.2. PWM akım kontrolü Darbe genişlik modülasyonu (PWM) ile akım kontrolünde, stator sargılarına uygulanan faz akımlarının gerçek değerleri ölçülerek, referans akımla karşılaştırılır. Böylece bir hata sinyali elde edilir. Bu hata sinyali Şekil 7.4’te görüldüğü gibi üçgen dalga ile kare dalganın farkına benzemektedir. Şekil 7.4. PWM ile akım kontrolü 7.4. PID Kontrol Günümüzde elektrik motorlarının konum denetiminde en yaygın olarak kullanılan denetleyici PID denetleyicidir. PID denetleyicilerin yapısının basitliği nedeniyle kullanımı kolaydır. Fakat PID denetleyicilerin parametre hassasiyeti oldukça zayıftır. İyi ayarlanmış denetleyici katsayıları ile sistem iyi bir şekilde denetlenebilir. Fakat sistem parametrelerindeki herhangi bir değişim durumunda, denetleyici eski performansını gösteremeyip sistemi hassas bir şekilde denetleyemeyebilir. Böyle durumlarda PID denetleyici katsayılarının uygun değerlere yeniden ayarlanması gerekir. Bu ayarlama işlemi genellikle oldukça karmaşık algoritmalar kullanılarak 144 yapılır. Ayrıca sistem modelinin hassas bir şekilde bilinmesi gerekir. Oysa elektrik makinalarının ve motor sürücü devrelerinin birçok modellenemeyen, lineer olmayan parametreleri vardır. Ayrıca elektrik motorlarının parametreleri ve çalışma koşulları yüke göre değişir. Tüm bu şartlar altında PID denetleyici ile denetlenen bir motorun her çalışma koşulunda aynı performansta çalıştırılamayacağı açıktır. Bu tip bir kontrol için blok diyagram Şekil 7.5’de görülmektedir. Şekil 7.5. PID kontrollü SMFDA motoru Motor akım denetimli olarak beslenir. Akım denetim bloğunun görevi motorun gerçek faz akımlarını denetleyicinin belirlediği referans akımlara eşitlemektir. Akım denetim bloğu çıkışında inverter anahtarlarından ilgili faz için uygun olanı iletime geçirecek sinyali üretilir. PID1 konum denetleyicisi, PID2 ise hız denetleyicisi olarak işlev görür. PID2 çıkışındaki sınırlayıcı ise motor akımının nominal değeri aşmasını engeller. 7.5. Bulanık Mantık Kontrol Denetim sistemindeki belirsizlikler SMFDA motorunun kontrolünde zorluklar yaşanmasına neden olur. Motordaki parametre ve yük değişimleri, denetim yapısındaki modellenemeyen ve doğrusal olmayan dinamikler SMFDA motorunun denetim başarısını azaltmaktadır. SMFDA motorunun kontrolünde karşılaşılan bu olumsuzlukların giderilebilmesi için bu motorların denetim yapısında bulanık mantık 145 kontrol gibi uyarlanabilir, dayanıklı denetim gibi denetim yöntemleri kullanılmaktadır. Bulanık mantık kontrol; bir uzman bilgisinden yararlanarak if-then bloklarıyla çıkarım yapabilme yeteneğinin olmasından dolayı doğrusal olmayan ve belirsiz dinamikleri olan sistemlerin denetiminde kullanılmaktadır. Bir bulanık mantık denetleyicinin, fonksiyonlarının şeklinin ve sayısının belirlenmesi ve kural tablosunun oluşturulması, denetleyicinin başarısını önemli ölçüde etkilemektedir. Bu işlemler uzman bilgisi doğrultusunda geçekleştirildiği için, verilen bilgilerin doğruluğu ve doğru bir şekilde uygulanması bulanık mantık denetleyicinin oluşturulması sırasında karşılaşılan önemli sorunlardandır. 7.6. Yapay Sinir Ağları (YSA) ile Kontrol Elektrik makinalarının modellenmesinde kullanılan yöntemler genelde matematiksel teoriler üzerine kuruldukları için içlerinde birçok makine parametresi bulundururlar. Genelde makine parametrelerinin de bu modellerde değişmediği yani sabit olduğu kabul edilir. Hâlbuki elektrik makinalarının çoğu parametresi çalışma koşulları ve dış etkilere göre zamanla değişirler. Yapılacak makine modelinden, bu parametre değişikliklerinin etkilerini de göz önünde bulundurması istenir. Tüm etkileri içine alan modeller geliştirilebilir. Fakat bu durumda da yapılan modeller çok karmaşık ve hantal oldukları için pek kullanışlı olmazlar. Doğrusal olmayan yapılarından dolayı YSA’ların doğrusal olmayan fonksiyonları belirli bir eğitim sürecinden sonra öğrenme ve genelleme yetenekleri vardır ve bu nedenle YSA’lar doğrusal olmayan sistemlerin dayanıklı denetiminde kullanılmaktadır. SMFDA motor kontrolünde YSA’lar geleneksel ve lineer denetim teorisi üzerine kurulmuş denetleyicilerin aksine; YSA denetleyicinin hesabının kısa süreli olması ve kolay işlemlerden oluşması, SMFDA motor denetim sisteminin basit ve anlaşılır olması, denetleyicinin değişen sistem ve çevre şartlarına kendini yeniden kolayca 146 organize edebilmesi, denetleyici hesap hatalarına karşı dayanıklı olması gibi avantajlarından dolayı oldukça önemlidir. 7.7. Fırçasız DC Motorların Kontrolünde Kullanılan Sensörler Sensörler herhangi bir kaynaktan gelen işaret ya da uyarıyı alan ve bu işaretlere uygun sinyal üreten devre elemanlarıdır. Motor kontrolü açısından denetlenen elektriksel veya mekanik büyüklükten geri besleme almak ve kontrol devrelerinde işlenecek büyüklüğe dönüştürmek amacıyla kullanılan elektromanyetik, elektromekanik veya optik elemanlardır. Stator sargılarının doğru zamanda anahtarlanması için rotor konum bilgisine gerek vardır. Rotor konum bilgisini işlemciye göndererek, stator sargılarının düzgün olarak tetiklenmesini sağlar. Rotor açısal konum ve hızını ayarlamak için konum algılayıcılar kullanılmaktadır. Kullanılan konum algılayıcılar çok çeşitli olabilir. En yaygın olanı ise Şekil 7.6’da motor üzerinde kullanımı verilmiş olan hall effect sensörüdür. Bunun dışında sıfır geçiş dedektörü ve enkoder da kullanılır. Motor pozisyon kontrol uygulamalarında belirtilen algılayıcıların seçiminde, açısal yer değiştirmenin büyüklüğü, çevresel koşullar, algılayıcıya ayrılmış mesafe, hassasiyet ve doğruluk, algılayıcının çekeceği maksimum güç, algılayıcının seri olarak üretilebilirliği göz önüne alınması gereken etkenlerdir. Şekil 7.6. Hall effect sensörlerinin stator üzerinde kullanımı 147 7.8. Tasarlanan Motorun Sürülmesinde Kullanılan Sürücü Devre Gerçekleştirilen tez çalışması bilindiği üzere motor tasarımını baz alan geniş çaplı bir çalışmadır. O yüzden gerçekleştirilmiş olan deneylerde motorun sürülmesinde PWM tekniğini kullanan yüksek verimli ve Kelly Controller Inc.Co. tarafından üretilmiş olan 48V, 150A sürekli, 350A maksimum özelliğinde hazır bir sürücü devre temin edilmiştir (Resim 7.1). Sistemde tek bir sürücü kullanulmakta ve motorun her üç kademesi bu sürücü çıkışı üzerinden kontaktörler ile konrol edilmektedir. Resim 7.1. 48V, 150A FDAM sürücü devresi Kelly FDAM sürücü devresi, elektrikli bisiklet, elektrikli motosiklet, elektrikli golf arabası, forklift, hibrit araçlar, elektrikli botlar için tasarlanmış ve motorlarda hız ve moment kontrolü gerçekleştirmede kullanılan etkili bir sürücü devredir. Hız kontrolörü MOSFET güç anahtarlarının PWM frekansına göre anahtarlanması prensibine göre çalışmaktadır. Programlanabilir özelliklere olan kontrolör kullanıcıya parametre ayarlama, hata ayıklama ve izleme arayüzü gibi birçok kolaylık sağlamaktadır. Kullanılan sürücü devrenin teknik özellikleri aşağıdaki gibi açıklanabilir: 18V-90V aralığında kullanılabilme, Çalışma frekansı: 16.6 kHz, 5V sensör besleme akımı: 40 mA, Konfigüre edilebilir batarya gerilimi aralığı: 18V-60V, 148 Analog Fren ve Gaz Pedalı girişi: 0-5V, Tam Güç çalışma aralığı: 0-50 °C, Nominal Güç çalışma aralığı: -30°C - 90 °C, Ani maksimum akım değeri: 200 A (10 sn), Motor akım limit: 350A (1 dk), Motor akımı: 150A (sürekli). 149 8. DENEYSEL ÇALIŞMALAR Bu bölümde tasarlanan, üretim aşamaları tamamlanan 48 V, 500 d/d’lık 3-fazlı SMFDA motoru üzerinde yapılan deneysel çalışmalara yer verilmiştir. Yapılan çalışmalar birkaç adımdan meydana gelmektedir. Öncelikle Resim 8.1’de verilmiş olan ve sürücü devresi ile motor arasında arayüz görevini üstlenmiş kontrol bloğundan bahsetmekte fayda olacaktır. (a) (b) Resim 8.1. Kontrol sistemi, (a) İç görünüm (b) Dış görünüm 150 Resim 8.1’de görüldüğü gibi kontrol sistemi; Sürücü devresi, Ana sigorta, Kontaktörler, Klemens bağlantı kutusu, Ölçüm devreleri, Kademe anahtarları, Analog fren ve gaz pedallarından oluşmaktadır. Sürücü sistemi ile birlikte motor ve test düzeneği Resim 8.2’de verilmiştir. Resim 8.2. Test standı (Kısım 1) 151 Resim 8.3. Test standı ve sürücünün programlanması (Kısım 2) Motora ait deneysel çalışmalar iki kısımda gerçekleştirilmiştir. Bunlar boşta çalışma deneyleri ile yüklü çalışma deneyleridir. Resim 8.2 ve Resim 8.3’te sunulan gösterimler boşta çalışma deneylerine ait düzenekleri içermektedir. 8.1. Boşta Çalışma Deneyleri Öncelikle motor boşta çalıştırılarak PWM anahtarı kademeli olarak arttırılarak sürücü kontrollü motorun devreden çektiği akım ile hızın değişimi gözlemlenmiştir. Motor boşta çalıştırıldığı için hızın frekansa bağlı olarak ~570 d/d’ya doğru artmakta olduğu gözlemlenmiştir. Motor tasarımı itibariyle 3 kademeden oluştuğu ve her bir motor bağımsız bir motor olarak ta çalıştırılabildiği için her motora “kademe” ismi verilmiştir. Boşta çalışma deneylerinde sistem her kademe için 100 Hz ve 200 Hz frekans düzeylerinde sürülmüş ve elde edilen osilaskop değerleri kayıt altına alınmıştır (Resim 8.4 - Resim 8.9). Boşta çalışma esnasında tüm kademeler için elde edilen değerler Tablo 8.1’de kayıt altına alınmıştır. 152 Resim 8.4’te motor 1. kademede iken 100 Hz sürücü frekansı altında elde edilen değerler gösterilmektedir. Resim 8.4. Birinci kademede 100 Hz’de motor akım ve geriliminin değişimi Resim 8.5. Birinci kademede 200 Hz’de motor akım ve geriliminin değişimi 153 Resim 8.6. İkinci kademede 100 Hz’de motor akım ve geriliminin değişimi Resim 8.7. İkinci kademede 200 Hz’de motor akım ve geriliminin değişimi Resim 8.8. Üçüncü kademede 100 Hz’de motor akım ve geriliminin değişimi 154 Resim 8.9. Üçüncü kademede 176 Hz’de motor akım ve geriliminin değişimi Çizelge 8.1. Çeşitli kademelerde frekansa bağlı olarak akım ve gerilimin değişimi Kademe Frekans (Hz) Ani Motor Akımı (A) Motor Gerilimi (V) 1 103 3.76 20.75 1 203 9.55 35.90 2 102 9.20 20.32 2 201 28.11 35.80 3 104 24.50 21.17 3 176 62.90 33.53 Motor grafikleri dikkatli bir şekilde incelendiğinde özellikle akım, gerilim değişim eğrilerinin ideal kademelerde olduğu gözlemlenmiştir. 8.2. Yüklü Çalışma Deneyleri Motorun yüklü çalışma deneyleri de birkaç aşamadan meydana gelmektedir. Motor her kademede iken yükü yavaş yavaş arttırılmış ve her kademedeki moment, akım, gerilim ve hız verileri elde edilmiştir. Yüklü çalışma deneyleri için Resim 8.10’da görüldüğü gibi bir test düzeneği oluşturulmuştur. 155 Resim 8.10. Yüklü çalışma deneyleri için kurulmuş olan test düzeneği Sunulan test düzeneğinde daha önceki başlıklarda detaylı anlatılmış olan sürücü ve kontrol sistemi, 4*12, 48V bataryadan oluşan 20Ah’lik batarya grubu, geniş aralıkta ölçüm yapma özellikleri olan enerji analizörü, osilaskop, motoru yükleme için kullanılan ve motor momentinin ölçülmesinde görev yapan Resim 8.5’te gösterimi daha detaylı verilmiş olan su freni ve tasarlanan üç kademeli 3 kW nominal gücü olan FDAM motoru kullanılmıştır. Motor kademeleri arasında gerçekleştirilen geçiş işlemi motordan talep edilen güce göre değişmektedir. Her bir kademenin devreye girmesi veya çıkması motor verimliğine bağlıdır. Örneğin bir kademenin sağlayabileceği bir güç değeri için iki veya üç kademin devrede olması, motorun düşük verimde çalışmasına yol açacağı için, ikinci ve üçünde kademe devreden çıkarılmalıdır. Diğer taraftan 1.5 kW lık bir güç talebi için sadece bir kademenin devrede olması güç talebinin karşılanması açısından yeterli görünse de, düşük verime yol açacaktır. Bu durumda ise aynı gücü daha yüksek verim değeri ile sağlayabilecek olan iki kademeli çalışma moduna geçilmelidir. Benzer şekilde üç kademe bu aşamada da devrede olabilir fakat verim yine motor nominal gücünden daha düşük bir güçte çalışacağı için düşecektir. Özetle, motordan talep edilen gücü en yüksek verim değeri ile sağlayabilecek kademeler devrede olacaktır. 156 Resim 8.11. Su freni ve motora akuple edilişi Kurulan deney setinin ardında motor öncelikle birinci kademede farklı frekanslarda çalıştırılmış ve motorun çalışma parametrelerinde temel teşkil eden hız, moment, giriş gücü, çıkış gücü, nominal çalışma akımı gibi değerler ölçülerek elde edilmiştir. Test işlemi gerçekleştirilirken, motor önce boşta ve maksimum hızda çalıştırılmıştır. Daha sonra ise motor kademe kademe yüklenerek düşen hız ve artan çıkış torku değerleri kayıt altına alınmıştır. Resim 8.12’de motorun farklı iki yüklemeden sonra motorun akım ve gerilim dalga şekilleri elde edilmiştir. Boş çalışma deneylerinde olduğu gibi yüklü çalışma deneylerinde de akım ve gerilim profillerinin simülasyon sonuçları ile örtüştüğü söylenebilir. 157 Resim 8.12. 168 Hz ve 144 Hz değerlerinde akım ve gerilim dalga şekilleri Yine birinci kademede izleme sistemleri ile elde edilmiş olan devir ve moment değerleri de Resim 8.13’te verilmektedir. Resim 8.13. 168 Hz ve 144 Hz değerlerinde elde edilen motor hızı ve momenti Elde edilen bu resimde motorun yüklendikçe momentinin arttığı buna bağlı olarak gücünün de artarak motorun mil hızının düştüğü gözlemlenmektedir. Motorun birinci kademede iken farklı parametreleri arasındaki ilişkiler Şekil 8.1’de verilmiştir. 158 Şekil 8.1. Motorun birinci kademede elde edilen farklı parametreleri arasındaki ilişki Resim 8.14’de motorun ikinci kademede farklı frekanslarda çektiği akım ve gerilim profillerinin değişimi verilmektedir. Resim 8.14. 190Hz ve 172Hz’de motor ikinci kademede iken akım ve gerilim profilleri 159 Resim 8.15. 190 Hz ve 172 Hz değerlerinde elde edilen motor hızı ve momenti Şekil 8.2. Motorun ikinci kademede elde edilen farklı parametreleri arasındaki ilişki İkinci kademede izleme sistemleri ile elde edilmiş olan devir ve moment değerleri de Resim 8.15’de verilmektedir. İkinci kademede, motorun farklı parametreleri arasındaki ilişkiler Şekil 8.2’de verilmiştir. Motorun üçüncü kademede elde edilen akım ve gerilim dalga şekilleri Resim 8.16’da, motorun farklı parametreleri arasındaki ilişki ise Şekil 8.3’te verilmiştir. 160 Resim 8.16. 176 Hz ve 136 Hz’de motorun üçüncü kademede akım ve gerilim profilleri Şekil 8.3. Motorun üçüncü kademede elde edilen farklı parametreleri arasındaki ilişki 161 Resim 8.17. 176 Hz ve 136 Hz değerlerinde elde edilen motor hızı ve momenti Üçüncü kademede izleme sistemleri ile elde edilmiş olan devir ve moment değerleri de Resim 8.17’de verilmektedir Motorun analitik, sonlu elemanlar ve deneysel çalışma sonucu elde edilen çalışma parametreleri karşılaştırıldığında tasarım kriterlerini yaklaşık %95 oranında karşılayan bir model ortaya konduğu söylenebilir. Özellikle deneysel sonuçlarda elde edilen sonuçlarla sistem veriminin (motor+sürücü) yaklaşık %87-88 seviyesinde olduğu saptanmış ve ticari olarak da düşünülebilecek bir ürününün prototip çalışmalarında beklenenden daha iyi sonuçlar alınması memnuniyet verici bir durum oluşturmuştur. Elde edilen deneysel veriler farklı parametreleri kapsayacak biçimde düzenlenerek, grafik halinde Şekil 8.4 – Şekil 8.10 arasında sunulmuştur. Grafikler yorumlanırken motor testlerinin önce boş çalışma ile farklı kademeleri kapsayacak biçimde başladığını, daha sonra ise motor yüklenerek düşen hız ve artan moment değerlerinin kaydedildiği dikkate alınmalıdır. Bu açıdan değerlendirme yapıldığında, grafiklerde hız eksenleri yorumlanırken motorun hızlandığı değil, motorun yüklenerek hızının düştüğü ve hız eksenleri çoğu zaman yüksekten düşük hıza gidecek şekilde yorumlanması gerektiği bilinmelidir. 162 -1 Kademe DevredeMotor Çıkış Gücü (W) 1100 Motor + Sürücü Verimi (%) 89 88 87 900 86 800 85 84 700 83 600 82 500 81 80 400 79 300 78 200 77 Motor + Sürücü Verimi (%) Motor Çıkış Gücü (W) 1000 76 100 75 0 74 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 Motor Hızı (Rpm) Şekil 8.4. Motor birinci kademede iken çıkış gücü, verimi ve hızı arasındaki ilişki Motor Çıkış Gücü (W) 2200 Motor + Sürücü Verimi (%) 89 88 87 86 85 84 83 82 81 80 79 78 77 76 75 74 2000 Motor Çıkış Gücü (W) 1800 1600 1400 1200 1000 800 600 400 200 0 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 Motor Hızı (Rpm) Şekil 8.5. Motor ikinci kademede iken çıkış gücü, verim ve hızı arasındaki ilişki Motor + Sürücü Verimi (%) -2 KademeDevrede- 163 -3 Kademe DevredeMotor + Sürücü Verimi (%) 3300 89 88 87 86 85 84 83 82 81 80 79 78 77 76 75 74 3000 Motor Çıkış Gücü (W) 2700 2400 2100 1800 1500 1200 900 600 300 0 150 200 250 300 350 400 450 500 550 Motor + Sürücü Verimi (%) Motor Çıkış Gücü (W) 600 Motor Hızı (Rpm) Şekil 8.6. Motor üçüncü kademede iken çıkış gücü, verim ve hızı arasındaki ilişki -1 Kademe Devrede- Motor Hızı (Rpm) Ölçülen Motor Torku (Nm) 45 550 40 500 35 450 30 400 25 350 20 300 15 250 10 200 5 150 0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 0 1000 1100 Motor Çıkış Gücü (W) Şekil 8.7. Motor birinci kademede iken hız, çıkış gücü ve tork arasındaki ilişki Öçlülen Motor Torku (Nm) Motor Hızı (Rpm) 600 164 -2 Kademe Devrede- Motor Hızı (Rpm) Ölçülen Motor Torku (Nm) 90 550 80 500 70 450 60 400 50 350 40 300 30 250 20 200 10 150 0 200 400 600 800 Öçlülen Motor Torku (Nm) Motor Hızı (Rpm) 600 0 1000 1200 1400 1600 1800 2000 2200 Motor Çıkış Gücü (W) Şekil 8.8. Motor ikinci kademede iken hız, çıkış gücü ve tork arasındaki ilişki -3 Kademe DevredeMotor Hızı (Rpm) 600 Ölçülen Motor Torku (Nm) 130 550 110 100 450 90 80 400 70 350 60 50 300 40 250 30 20 200 10 150 0 300 600 900 0 1200 1500 1800 2100 2400 2700 3000 3300 Motor Çıkış Gücü (W) Şekil 8.9. Motor üçüncü kademede iken hız, çıkış gücü ve tork arasındaki ilişki Öçlülen Motor Torku (Nm) 120 500 Motor Hızı (Rpm) 140 165 Motorun birinci, ikinci ve üçüncü kademelerde yük altında çalışırken elde edilen çıkış gücü, verim ve hız ilişkileri, Şekil 8.15, Şekil 8.16 ve Şekil 8.17. de sırasıyla verilmiştir. Elde edilen grafikler motorun farklı kademlerde yüklenmesi ile birlikte elde edilen verileri yansıtmaktadır. Görüleceği üzere, örneğin 300W’lık çıkış gücü için farklı kademelerdeki verim değerleri farklıdır. Tezin amacı, hemen hemen her çıkış gücü değerinde en yüksek verimi sağlayan kademelerin devreye alınması ve motorun yüksek verimde çalıştırılmasıdır. Motorun birinci, ikinci ve üçüncü kademelerde yük altında çalışırken elde edilen hız, çıkış gücü ve tork ilişkileri, Şekil 8.7, Şekil 8.8 ve Şekil 8.9’de sırasıyla verilmiştir. Verilen grafikler elde edilirken test işlemleri, ilk önce motorun yüzsüz olarak çalışmasıyla başlayıp, motor kademe kademe yüklenerek düşen hız ve artan motor torku ile birlikte artan çıkış gücü değerleri kayıt altına alınarak gerçekleştirilmiştir. Şekil 8.10’da standart bir SMFDA motoru ile gerçekleştirilen yeni üç kademeli SMFDA motoru için verim karşılaştırması verilmiştir. Bu karşılaştırmada, gerçekleştirilen yeni SMFDA motoru birinci, ikinci ve üçüncü kademelerde yükleme testlerine tabi tutulmuştur. Bu aşamada elde edilen çıkış gücüne karşılık verimlilik eğrileri her kademe için ayrı ayrı grafik üzerinde çizildirilmiştir. Her kademe için ayrı ayrı çizilen çıkış gücü – verim eğrileri değerlendirilerek, motorun hangi çıkış gücü için hangi verimlilik değerlerini sağladığı belirlenmiştir. Böylece, her çıkış gücü değeri için en yüksek verimliliğin sağlandığı kademeler devreye alınıp çıkarılarak grafik üzerinde “3kW Yeni SMFDA Motor Verimi” ismi ile adlandırılmış ve kırmızı kesik çizgi ile gösterilen eğri elde edilmiştir. Bu eğri, tüm çıkış gücü değerleri için, kademelerin devreye alınıp çıkarılarak kontrolörün takip edeceği en yüksek verimlilik eğrisidir. Kademeler arası devreye alma ve çıkarma şartları bu eğri üzerinden elde edilmektedir. Diğer taraftan, gerçekçi bir kıyaslama yapabilmek adına, şuan ticari olarak satılmakta olan ve rakiplerine oranla yüksek verimlilik değeri sunan 3 kW gücünde standart bir SMFDA hub motorunun test verilerine ulaşılarak güce karşılık verim eğrisi aynı grafik üzerinde çizdirilmiştir. Böylelikle tez çalışmasında gerçekleştirilen yeni motor ile aynı besleme gerilimi ve güç değerine sahip standart bir motor arasında çeşitli kıyaslamalar yapılmıştır. 166 90 88 Motor + Sürücü Verimi (%) 86 84 82 80 78 76 Üç Kademe Devrede İken Verim İki Kademe Devrede İken Verim Bir Kademe Devrede İken Verim 3 kW Yeni SMFDA Motor Verimi 3 kW Standart SMFDA Motor Verimi 74 72 70 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000 2200 2400 2600 2800 3000 3200 Motor Çıkış Gücü (W) Şekil 8.10. Standart bir SMFDA motoru ile gerçekleştirilen yeni üç kademeli SMFDA motoru için verim karşılaştırması 167 Şekil 8.10 detaylı olarak incelenecek olursa, tez çalışmasında gerçekleştirilen yeni SMFDA motoru yaklaşık 2000 Watt değerine kadar standart SMDFA motorundan oldukça yüksek verim değerleri sunmaktadır. Dolayısı ile motorların anma gücünden düşük güçlerde çalışması sonucu motor veriminde meydana gelen düşme, gerçekleştirilen yeni motor yapısı ile ortadan kaldırılabilemektedir. Gerçekleştirilen yeni SMFDA hub motoru bu açıdan değerlendirildiğinde, hemen hemen tüm çıkış güçleri için standart SMFDA motorlarına kıyasla yüksek verimlilik değerleri sunmaktadır. Motorların eşit süreler boyunca eşit aralıklarda (100’er Watt) yüklendiği dikkate alınarak, standart SMDFA motoru ile gerçekleştirilen yeni SMFDA motorunun çeşitli çalışma şartlarındaki verimlilik kıyaslamaları Çizelge 8.2’de verilmiştir. Çizelge 8.2’de görüleceği üzere, çeşitli çıkış gücü yüzdelerinde farklı verim artışları söz konusudur. Örneğin motor ağırlıklı olarak anma gücünün %0-40’ı arasında çalıştırılıyor ise; gerçekleştirilen yeni motor, standart motora oranla ortalama %13,5 daha yüksek verime sahiptir. Şayet motor, eşit çalışma süreleri boyunca Çizelge 8.2’deki motor çıkış gücü yüzdeleri ile yükleniyorsa, verim artışlarındaki ortalama %11,54 olarak ifade edilebilir. Sonuç olarak elektrikli araçlarda kullanılan elektrik motorlarının çoğu zaman anma gücünden düşük güçlerde çalıştırıldığı dikkate alındığında, gerçekleştirilen tez çalışmasının bu alandaki önemli bir ihtiyacı karşılayacağı düşünülmektedir. Çizelge 8.2 Farklı çalışma şartları için motor verimlerinin karşılaştırması Yeni SMFDA Motoru Ortalama Verimi (%) Standart SMFDA Motoru Ortalama Verimi (%) Verim Artışı (%) %0 - 20’si arasında 83,5 61,6 21,9 %0 - 40’ı arasında 85,5 72,0 13,5 %0 - 60’ı arasında 86,4 76,6 9,8 %0 - 80’i arasında 86,4 79,3 7,1 %0 - 100’ü arasında 85,9 80,5 5,4 Anma Gücünün; Motor Çıkış Gücü Ortalama Verim Artışı 11,54 168 9. SONUÇ, DEĞERLENDİRME ve TAVSİYELER Gerçekleştirilen bu kapsamlı tez çalışmasında, günlük hayatımızda ve endüstride birçok alanda kullanımı günden güne artan SMFDA motorun yapısını temel alan; doğrudan tahrikli ve yüksek torklu sistemlerde kullanılması uygun görülen 48 V, 500 d/d’lık yeni bir SMFDA motoru tasarlanmış ve uygulaması gerçekleştirilmiştir. Motorun tasarımı, analizi ve prototip çalışmalarının yanında sürücü devresinin motor ile akuplasyonu da gerçekleştirilmiştir. Diğer taraftan, tezin birincil amacı olan çok kademeli motor yapısı ile iddaa edilen verim artışı, ticari olarak satılmakta olan standart bir SMDFA motoru ile de karşılaştırılarak deneysel olarak doğrulanmıştır. Örneğin motorun 300W çıkış gücünde en yüksek verim sadece bir kademenin devrede olması ile elde edilmektedir. Tüm kademeler devrede iken ise verim en düşük düzeyde olmaktadır. Benzer şekilde 1300W gücü için sadece bir kademenin devrede olması motorun anma gücünden daha fazla yükleneceği için verimin düşmesine neden olmaktadır, işte tam bu anda diğer kademede devreye alınarak optimum verimin sağlandığı nokta yakalanmaktadır. Deneysel olarak elde edilen sonuçlar üzerinden kıyaslama yapılacak olursa, yaklaşık 1000W’lık çıkış gücü için sadece bir kademe devrede iken verim %75, iki kademe devrede iken verim % 87, üç kademe devrede iken yaklaşık verim %85 düzeyindedir. Bu durumda 1000W’lık çıkış gücü için en yüksek verimi sağlayan iki kademeli çalıştırma modu kullanılmalıdır. Sonuç olarak, araca sadece ihtiyaç duyduğu gücü sağlayacak motor kademeler devrede olmaktadır. Böylelikle motor ne anma gücünden düşük güçlerde ne de anma gücünden yüksek güçlerde çalıştırılmaktadır. Bu yöntem sayesinde motor olabildiğince en yüksek verim noktasında çalıştırılmakta ve elektrikli araçlarda kullanılan standart SMFDA motorlarına kıyasla kullanım şeklinde bağlı olarak %5,421,9 arasında, ortalama ise %11,54 oranında verim artışı sağlanmaktadır. Motorun tasarım ve uygulaması aşamasında gerçekleştirilen işlemleri aşağıdaki gibi sıralamak mümkündür: Öncelikle motor tasarımında kısıtlayıcı etkenler ortaya konularak analitik hesaplamalar gerçekleştirilmiştir. Geometrik parametrelerin motor üzerindeki 169 etkileri adım adım incelenerek motorun performansını arttırmak için uygun değerlerin seçilmesi sağlanarak ham boyutlar oluşturulmuştur. Yapılan çalışmada analitik değerlerin doğruluğunu kanıtlamak için sonlu elemanlar yöntemi kullanan paket programlar tercih edilmiştir. Motorun iki ve üç boyutlu manyetostatik ve geçici durum analizleri için Ansys Maxwell V14-V15 kullanılmıştır. Elde edilen değerlerin aynı şartlar altında birbirine olan yakınlığını pekiştirmek amacıyla çıkış ve boyut parametreleri için optimizasyon işlemleri gerçekleştirilmiştir. Birkaç farklı programda gerçekleştirilen benzetimler ile programların güvenirliği ve verdikleri sonuçların benzerliği karşılaştırılarak, benzetimlerin Ansys Maxwell’de gerçekleştirilmesine karar verilmiştir. Tez çalışmasının benzetimlerle desteklenmesi ve elde edilen sonuçların hedeflenen değerler ile yakınlığı dolayısıyla motorun üretim aşamaları başlatılmıştır. Prototip üretimi için yurtiçi ve yurtdışı malzeme tedariği gerçekleştirildikten sonra hazır olarak temin.edilen motor sürücüsü ile motorun entegrasyonu sağlanmıştır. Tek bir sürücü kullanılarak kademe anahtarları aracılığı ile farklı kademelerin kontrolü sağlanabilir hale getirilmiştir. Prototip motor üretiminin ve sürücü devre entegrasyonunun tamamlanmasının ardından deneysel çalışmalara başlanmıştır. Motorun analitik, benzetim ve deneysel çalışmalardan elde edilen sonuçları karşılaştırılmış ve sunulmuştur. Bunun yanında çalışmada esnasında eksik olduğu düşünülen ve gelecek çalışmalara ışık tutması açısından önemli olduğu öngörülen noktalara değinmekte fayda vardır: Tasarlanan motorun doğrusal olmayan (non-lineer) durumları göz önünde bulundurularak motora ait yeni parametreler geliştirilebilir. Bu özel tasarım için özellikle eddy akım kayıpları, histerezis kayıpları gibi parametrelerin hesabında özel yöntemler geliştirilip bu kayıpları minimize edecek sürücü devre, tasarım optimizasyonu, sarım özellikleri gibi başlıklar üzerinde durulabilir. 170 Yukarda bahsi geçen kayıpların analitik ve deneysel doğrulamaları gerçekleştirilebilir. Yeni tasarlanan motor için özel bir termal model geliştirilebilir. Bu termal model; motorun ısı kayıpları ile veriminin ve performansının arttırılmasına yönelik çalışmalara yardımcı olabilir. Akustik gürültü başlığı ayrıca bir tez olarak düşünülebilir. Akustik gürültünün azaltılmasında çok önemli bir yeri olan farklı geometrik şekilleri olan stator kutup başları geliştirilebilir. Sürücü devresinin daha detaylı ve verimli tasarlanması ile bu problemi minimuma indirmede önemli adımlar atılabilir. Ayrıca tasarlanan yeni SMFDA motorunun hız kontrolünde kullanılan hall effect sensörler yerine sensörsüz kontrol, resolver gibi çeşitli yöntemler kullanılarak verim ve performans karşılaştırmaları gerçekleştirilebilir. Sürücü ve motorun birlikte optimize edilmesiyle kademe geçiş şartları iyileştirilebilir. Sürücü ve motorun birlikte optimize edilmesiyle, farklı kutup sayılarına sahip kademeler kontrol edilebilir. Böylelikle farklı çıkış güçleri ve motor hızları için verim daha da arttırılabilir. Sürücü ve motorun birlikte optimize edilmesiyle birlikte, motor kademeleri kendi aralarında farklı açılarla yerleştirilerek moment dalgalanmaları minimum düzeye çekilebilir. Sürücü ve motorun birlikte optimize edilmesi ile birlikte, farklı açılarda konumlandırılacak kademeler rejeneratif üretim modunda 6-12-18 darbeli doğrultma gerçekleştirebilir. Her kademe için belirlenen güç değerleri değiştirilerek, ortalama verim artışı yükseltilebilir. Sürücü ve motorun birlikte optimize edilmesiyle, kapalı çevrim olarak çalışabilecek sistemde, hız sabit tutularak kademeler arası geçişi iyileştirecek deneysel sonuçlara ulaşılabilir. Tez kapsamında gerçekleştirilen motor, sinüsoidal dalga şekli ile sürülerek moment artışı sağlanabilir ve birim güç yoğunluğu arttırılarak daha düşük ağırlıklı bir motor tasarlanabilir. Diğer taraftan, moment dalgalanmaları minimize edilebilir ve rejeneratif moddaki üretimin kalitesi arttırılabilir. 171 KAYNAKLAR 1. Hooper, I., “Development of in-wheel motor systems for formula sae electric cars”, Yüksek Lisans Tezi, School of Electrical, Electronic and Computer Engineering, The University of Western Australia, (2011). 2. İnternet : Clarke, R., ‘Magnetic properties of materials’. Available from http://info.ee.surrey.ac.uk/Workshop/advice/coils/mu (2008). 3. İnternet : Clarke, R., ‘Power losses in wound components’. Available from http://info.ee.surrey.ac.uk/Workshop/advice/coils/power_loss.html (2008). 4. Wildi, T., Electrical Machines, Drives and Power Systems, 5th Edition, Prentice Hall, (2002). 5. Wilson, T. G. and Trickey, P. H., “D-C machine with solid-state commutation”, Duke University Electrical Engineering, 81 (11): 879 – 884 (1962). 6. Pillay, P. and Krishnan, R., “Modeling, simulation, and analysis of permanent-magnet motor drives”, Part II: The brushless DC Motor Drive, IEEE Trans. lnd. App, 25 (2): 274-279 (1989). 7. Libert, F. and Soulard, J., “Investigation on pole-slot combinations for permanent-magnet machines with concentrated windings,” 16th, International Conference On Electrical Machines ICEM 2004, Cracow, Poland, 109-110 (2004). 8. Skaar, S., Krovel, O. and Nilsen, R., “Distribution, coil-span and winding factors for PM machines with concentrated windings,” 17th International Conference on Electrical Machines ICEM’06, Crete, Grece, 346 (2006). 9. Zhu, Z., Wu, L. and Xia, Z., “An accurate subdomain model for magnetic field computation in slotted surface-mounted permanent-magnet machines,” IEEE Transactions on Magnetics, 46 (4): 1100 – 1115 (2010). 10. Boughrara, K., Ibtiouen, R., Andarko, D. Z., Touhami, O. and Rezzoug, A., “Magnetic field analysis of external rotor permanent-magnet synchronous 172 motors using conformal mapping,” IEEE Transactions on Magnetics, 46 (9): 3684 – 3693(2010). 11. Zhang, J., Cheng, M. and Hua, W., “Calculation of cogging torque for stator interior permanent magnet machine,” 14th Biennial IEEE Conference on Electromagnetic Field Computation CEFC’10, , Chicago, IL, 1 (2010). 12. Wu, L., Zhu, Z., Staton, D., Popescu, M. and Hawkins, D., “Combined complex permeance and sub-domain model for analytical predicting electromagnetic performance of surface-mounted PM machines,” 5th IET International Conference on Power Electronics Machines and Drives PEMD’10, Brighton, UK, 1 – 6 (2010) . 13. Ho, S., Chen, N. and Fu, W., “An optimal design method for the minimization of cog-ging torques of a permanent magnet motor using FEM and genetic algorithm,”, IEEE Transactions on Applied Superconductivity, 20 (3): 861 –864 (2010). 14. Fei, W. and Luk, P., “A new technique of cogging torque suppression in direct-drive permanent-magnet brushless machines,”, IEEE Transactions on Industry Applications, 46 (4): 1332 –1340 (2010). 15. Chen, N., Ho, S. and Fu, W., “Optimization of permanent magnet surface shapes of electric motors for minimization of cogging torque using FEM,” IEEE Transactions on Magnetics, 46 (6): 2478 – 2481 (2010). 16. Affanni, A., Bellini, A., Franceschini, G., Guglielmi, P. and Tassoni, C., “Battery choice and management for new-generation electric vehicles,” IEEE Transactions on Industrial Electronics, 52 (5): 1343- 1349 (2005). 17. Tudorache, T., Melcescu, L. and Popescu, M., “Methods for cogging torque reduction of directly driven PM wind generators,” 12th International Conference on Optimization of Electrical and Electronic Equipment (OPTIM’10), Basov, Romania, 1161 –1166 (2010). 18. Liu, C. S., Hwang, J. C. and Po-Cheng, C., “Design of permanent magnet synchronous motor with low cogging torque,” International Conference on Power Electronics IPEC ’10, Sapporo, Japan, , 1083 –1087 (2010). 173 19. Saito, N., Kijima, R. and Shimomura, S., “The design method to minimize torque ripple in interior permanent magnet synchronous motor with concentrated winding,” International Conference on Power Electronics IPEC ’10, Sapporo, Japan, 1293 –1298 (2010). 20. Stumberger, B., Hamler, A. and Hribernik, B., “Analysis of iron loss in interior permanent magnet synchronous motor over a wide-speed range of constant output power operation,” IEEE Transactions on Magnetics, 36 (4): 1846 – 1849 (2000). 21. Polinder H. and Hoeijmakers, M., “Eddy-current losses in the segmented surface-mounted magnets of a PM machine,”, IEE Proceedings in Electric Power Applications, 146 (3): 261 –266 (1999). 22. Deng, F., “An improved iron loss estimation for permanent magnet brushless machines,” IEEE Transactions on Energy Conversion, 14 (4): 1391 – 1395 (1999). 23. Chin, Y. and Soulard, J., “Modeling of iron losses in permanent magnet synchronous mo-tors with field weakening capability for electric vehicles,” International Journal of Automo-tive Technology, 4 (2): 87 – 94 (2003). 24. Ionel, D., Popescu, M., McGilp, M., Miller, T., Dellinger, S. and Heideman, R., “Computation of core losses in electrical machines using improved models for laminated steel,” IEEE Transactions on Industry Applications, 43 (6): 1554 – 1564 (2007). 25. Atallah, K., Howe, D., Mellor, P. and Stone, D., “Rotor loss in permanentmagnet brushless AC machines,” IEEE Transactions on Industry Applications, 36 (6): 1612 – 1618 (2000). 26. Tseng K. and Wee, S., “Analysis of flux distribution and core losses in interior permanent magnet motor,” IEEE Transactions on Energy Conversion, 14 (4): 969 – 975 (1999). 27. Nakano, M., Kometani, H. and M. Kawamura, “A study on eddy-current losses in ro-tors of surface permanent-magnet synchronous machines,” IEEE Transactions on Industry Applications, 42 (2): 429 – 435 (2006). 174 28. Patterson, D., “Contemporary finite element analysis techniques for permanent magnet brushless DC machines, with application to axial flux traction systems for electric ve-hicles,” International Conference on Power Electronic Drives and Energy Systems for Industrial Growth, Perth, Australia, 6: 880 – 885 (1998). 29. Versele, C., De Greve, Z., Vallee, F., Hanuise, R., Deblecker, O., Delhaye, M. and Lobry, J., “Analytical design of an axial flux permanent magnet inwheel synchronous motor for electric vehicle,” 13th European Conference on Power Electronics and Applications EPE ’09 , Barcelona, Spain, 1 – 9 (2009). 30. Rahim, N., Ping, H. W. and Tadjuddin, M., “Design of an in-wheel axial flux brushless DC motor for electric vehicle,” The 1st International Forum on Strategic Technology, Ulsan, South Korea, . 16 –19 (2006). 31. Chan, T., Yan, L. T. and Fang, S. Y., “In-wheel permanent-magnet brushless DC motor drive for an electric bicycle,” IEEE Transactions on Energy Conversion, 17 (2): 229 – 233 (2002). 32. Lovatt, H., Ramsden, V. and Mecrow, B., “Design of an in-wheel motor for a solar-powered electric vehicle,” IEE Proceedings of Electric Power Applications, 145 (5): 402 – 408 (1998). 33. Caricchi, F., Capponi, F., Crescimbini, F. and Solero, L., “Experimental study on reducing cogging torque and no-load power loss in axial-flux permanentmagnet machines with slotted winding,” IEEE Transactions on Industry Applications, 40 (4): 1066 –1075 (2004). 34. Fu, W. and Ho, S., “A novel axial-flux electric machine for in-wheel gearless drive in plug-in hybrid electric vehicles,” 14th Biennial IEEE Conference on Electromagnetic Field Computation CEFC’10, Chicago, IL, 1 – 1 (2010). 35. Wu, S., Song, L. and Cui, S., “Study on improving the performance of permanent magnet wheel motor for the electric vehicle application,” IEEE Transactions on Magnetics, 43 (1): 438 –442 ( 2007). 175 36. Honda, Y., Nakamura, T., Higaki, T. and Takeda, Y., “Motor design considerations and test results of an interior permanent magnet synchronous motor for electric vehicles,” IEEE Industry Applications Society Annual Meeting IAS ’97, New Orleans, LA, 1: 75 – 82 (1997). 37. Wu, S., Tian, L. and Cui, S., “A comparative study of the interior permanent magnet elec-trical machine’s rotor configurations for a single shaft hybrid electric bus,” IEEE Vehicle Power and Propulsion Conference VPPC ’08, Harbin, China, 1–4 (2008). 38. Singh B. and Goyal, D., “Computer aided design of permanent magnet brushless DC mo-tor for hybrid electric vehicle application,” International Conference on Power Electronics, Drives and Energy Systems PEDES’06, New Delhi, India, 1 –6 (2006). 39. İnternet : H. A. Products, “Hybrid electric vehicle traction motor,” Available: http://www.hap.com/products/Motors/HEVTM/index.html (2004). 40. İnternet : Dube, Z., “Mitsubishi Lancer Evolution MIEV - all wheel drive using new type of in wheel motor,” Available: http://www.speedsportlife.com/2005/08/24/mitsubishi-lancer-evolution-mievall-wheel-drive-using-new-type-of-in-wheel-motor/ (2005). 41. Pellegrino, G., Armando, E. and Guglielmi, P., “An Integral Battery Charger With Power Factor Correction for Electric Scooter,” IEEE Transactions on Power Electronics, 25 (3): 751-759 ( 2010). 42. Bianchi, N., Bolognani, S. and Zigliotto, M., “High-performance PM synchronous motor drive for an electrical scooter,” IEEE Transactions on Industry Applications, 37 (5): 1348-1355 (2001). 43. Ravi, N., Ekram, S. and Mahajan, D., “Design and Development of a InWheel Brushless D.C. Motor Drive for an Electric Scooter,” Proceedings of the International Conference on Power Electronics, Drives and Energy Systems PEDES, 1-4 ( 2006). 44. Song, B. M., Chang, K. C. And Choi, J. Y., “Design of an outer-rotor-type permanent magnet motor for electric scooter propulsion systems,” Proceedings of the International Power Electronics Conference IPEC, 2763-2742 (2010). 176 45. Tursini, M., Petrella, R. and Parasiliti, F., “Sensorless control of an IPM synchronous motor for city-scooter applications,” Conference Record of the 38th IEEE Industry Applications Society (IAS) Annual Meeting, 3: 14721479 ( 2003). 46. Zitzler, E. and Thiele, L., “Multiobjective evolutionary algorithms: a comparative case study and the strength Pareto approach,” IEEE Transactions on Evolutionary Computation, 3 (4): 257-271 (1999). 47. Van Schalkwyk, D.J. and Kamper, M.J., “Effect of Hub Motor Mass on Stability and Comfort of Electric Vehicles,” Proceedings of the IEEE Vehicle Power and Propulsion Conference VPPC, 1-6 (2006). 48. İnternet : Newman, P., “Can you handle it?,” Industrial Vehicle Technology International, Available: http://www.ivtinternational.com/downloads/november_10/semikron.pdf (2010). 49. Emadi, A., Lee, Y. and Rajashekara, K., “Power electronics and motor drives in electric, hybrid electric and plug-in hybrid electric vehicles”, IEEE Trans. Ind. Electron., 55 (6): 2237–2245 (2008). 50. Emadi, A., Rajashekara, K., Williamson, S. S. and Lukic, S. M., “Topological overview of hybrid electric and fuel cell vehicular power system architectures and configurations", IEEE Trans. Veh. Technol., 54 (3): 763–770 (2005). 51. Tuncay, R.N. and Ustun, O., “Otomotiv Elektronigindeki Gelismeler”, Invited Paper, IX Symposium on Automotive and Supplier Industry, Bursa, (2005). 52. Williamson, S., Emadi, A. and Rajashekara, K., “Comprehensive Efficiency Modeling of Electric Traction Motor Drives for Hybrid Electric Vehicle Propulsion Applications”, IEEE Trans. Veh. Technol., 56 (4): 1561 - 1572 (2007). 53. Ustun, O., Yilmaz, M., Gokce, C., Karakaya, U. and Tuncay, R.N., “Energy Management Method for Solar Race Car Design and Application, IEEE Int. Electric Machines and Drives Conf. IEMDC’09, Miami, USA, 804-811 (2009). 177 54. Tuncay, R. N., Ustun, O. and Yilmaz, M., “Energy Flow Modeling Method for Simulation of a Series-Parallel Hybrid Electrical Vehicle”, IEEE Intelligent Vehicles Symposium, Workshop on Hybrid Vehicle Modeling and Control, June 12, İstanbul (2007). 55. Lukic, S. M., Cao, J., Bansal, R. C., Rodriguez, F. and Emadi. A., “Energy storage systems for automotive applications”, IEEE Transactions on Industrial Electronics, 55 (6): 2258-2267 (2008). 56. Worleyparsons Energy Cells, “Lithium Polymer Cell Performance”, SLPB526495, (2005). 57. Hanselman, D.C., “Brushless Permanent Magnet Motor Design”, McGrawHill Press, New York, (1994). 58. Yilmaz, M., Tuncay, R. N., Ustun, O. and Krein, T. P., “Sensorless Control of Brushless DC Motor Based on Wavelet Theory”, Electric Power Components & Systems, Taylor & Francis,37 (10): 1063-1080 (2009). 59. O'Connell, T.C., Krein, P.T., Yilmaz, M. and Friedl, A., “On the Feasibility of Using Large-Scale Numerical Electric Machine Field Analysis Software in Complex Electric Drive System Design”, 11th Workshop on Control and Modeling for Power Electronics, Zurich, 1-8 (2008). 60. Adnanes, A. K., “Torque Analysis of Permanent Magnet Synchronous Motors”, 22nd Annual IEEE Power Electronics Specialists Conference, Cambridge, MA, 695-701 (1991). 61. Almeida, A., Ferreira, F. and Fonseca, P., “VSDs for Electric Motor Systems”, ISR University of Coimbra, (2000). 62. Andersson, S., “Optimization of a Servo Motor for an Industrial Robot Application”, Lund University, Lund, Sweden. (2000). 63. Astrom, K., and Wittenmark, B., “Adaptive Control” Addison-Wesley Press, New York, (1989). 178 64. Bakan, A. F., “Asenkron Motorda Doğrudan Moment Kontrolünün İncelenmesi ve Gerçekleştirilmesi”, Doktora Tezi, YTÜ Fen Bilimleri Enstitüsü, İstanbul. (2002), 65. Bal, G., “Özel Elektrik Makinaları”, Seçkin Yayıncılık A.Ş., Ankara, (2004). 66. Balazovic, P., “3-Phase PM Synchronous Motor Torque Vector Control”, DRM018, Motorola Czech System Laboratories Roznov pod Radhostem, Czech Republic. (2003). 67. Bizot, C., Brottes, J., Lungeanu, M., Poulsen, B., Séra, D. and Sørensen, M. B., “Sensorless Control for PMSM”, Power Electronics and Drives, Institute of Energy Technology, Aalborg University, Denmark. (2003), 68. Bose, B., “Evaluation of Modern Power Semiconductor Devices and Future Trends of Coaverters”, IEEE Transactions on Ind. App., 28 (2): 403-413 (1992). 69. Chau, K.T., “Computer-Aided Design of a Permanent Magnet Motor”, Electric Machines and Power Systems”, 19 (4): 501-511 (1991). 70. Dan, S., Weizhong, F. and Yikang, H., “Study on the Direct Torque Control of Permanent Magnet Synchronous Motor Drives”, Proceedings of the 5th International Conference on Electrical Machines and Systems, 1: 571-574 (2001). 71. Dan, S., Zhu, J. G. and He, Y. K., “A Space Vector Modulation Direct Torque Control for Permanent Magnet Synchronous Motor Drive Systems”, IEEE, Power Electronics and Drive Systems, 692-697 (2003). 72. Duru, T., “Sürekli Mıknatıslı Senkron Motorun Magnetik Analizi ve Modellenmesi.”, Doktora Tezi, KOÜ Fen Bilimleri Enstitüsü. (1997.) 73. Duru, H. ve Demiröz, R., “Asansör Makinalarında Mıknatıs Uyarmalı Senkron Motor ve Doğrudan Tahrik Sisteminin Kullanımı”, 1. EVK Sempozyumu, Kocaeli, (2005). 74. Kollmoorgen Inc, “Magnets Types”, Training Center Notes, 1-22 (2002). 179 75. Ying, L. and Ertugrul, N., “The Dynamic Simulation of the Three-Phase Brushless Permanent Magnet AC Motor Drives with LabVIEW”, Australasian Universities Power Engineering Conference AUPEC'99, Darwin, 11-16 (1999). 76. Luukko, J. and Pyrhönen, J., “Selection of the Flux Linkage Reference in a Direct Torque Controlled Permanent Magnet Synchronous Motor Drive”, IEEE in Proc. AMC’98, COIMBRA, 198-203 (1998). 77. Luukko, J., “Direct Torque Control of Permanent Magnet Synchronous Machines- Analysis and Implementation”, Yüksek Lisans Tezi, Diss. Lappeenranta University of Technology, Lappeenranta, Stockholm (2000). 78. Rahman, M. A. and Slemon, G. R., “Promising Applications of NdFeB Magnets in Electrical Machines”, IEEE Transactions on Magnetics, 21 (5): 1712-1717 (1985). 79. Rahman, M. F., Zhong, L., and Haque, E., “ Selection of Voltage Switching Tables for DTC Controlled Interior Permanent Magnet Motor”, Sch. of Elec. Eng. and Tele, The Uni.of New Sou. Wal., Sydney, NSW 2052, Australia, (1999). 80. Ohm, D.Y., “Dynamic Model of PM Synchronous Motors”, Drivetech, Inc., Blacksburg, Virginia (1997). 81. Ong, C.M., “Dynamic Simulation of Electric Machinery”, Prentice Hall, USA. (1998). 82. Strnat, K.J., “Modern Permanent Magnets for Application in ElectroTechnology”, Proceedings of IEEE, Special Issue on Magnetics. 78 (6): 923-946 (1990). 83. Texas Instruments, “Digital Signal Processing Solution for Permanent Magnet Synchronous Motor”, Texas Instruments Application Note, Literature Number: 044 (1997). 84. Trout S. R., “Understanding Permanent Magnets Meterials, an Attempt at Universal Magnetic Literacy”, Magnequench International Inc., Germany, 1-15 (2001). 180 85. Vas, P., “Sensorless Vector and Direct Torque Control”, Oxford University Press, New York. (1998). 86. Zhong, L., Rahman, M. F., Hu, W. Y. and Lim, K. W, “Analysis of Direct Torque Control in Permanet Magnet Synchronous Motor Drives”, IEEE Transactions on Power Electronics, 528-536 (1997). 87. Zhong, L., Rahman, M. F., Hu, W. Y., Lim, K. W. and Rahman, M. A., “A Direct Torque Controller for Permanent Magnet Synchronous Motor Drives”, IEEE Transactions on Energy Conversion, 637-642 (1999). 88. Uygun, D., “5-Fazlı U-Tipi Segmental Rotorlu Bipolar Uyartımlı 10/8 Anahtarlamalı Relüktans Motorun Tasarımı ve Uygulaması”, Doktora Tezi, Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Ankara, 10–15 (2012). 89. TÜBİTAK – Marmara Araştırma Merkezi, “Elektrikli Araçlar”, Enerji Sistemleri ve Çevre Araştırma Enstitüsü, Gebze, Kocaeli. (2003). 90. İnternet : Askar Yakıt Hücreli Araç Projesi, İstanbul Teknik Üniversitesi, http://www.askar.itu.edu.tr/yhe_araclar.htm. 91. Hanselman, D. C., “Brushless Permanent-Magnet Motor Design”, 2nd Edition, Magna Physics Publishing, Lebanon, Ohio, USA. (2003). 92. Nasar, S. A., Boldea, I. and Unnewehr, L. E., “Permanent magnet, reluctance and self-synchronous motors”, Boca raton: CRC Press. (1993). 93. Andrada, P., Torrent, M., Perat, J. I. and Blanqué, B., “Power Losses in Outside-Spin Brushless D.C. Motors”, Universitat Politecnica de Catalunya, Tech. Rep. (2004). 94. Libert, F., “Design, Optimization and Comparison of Permanent Magnet Motors for a Low-Speed Direct-Driven Mixer”, Doktora Tezi, Royal Institute, Stockholm, Sweden. (2004). 95. Rajagopal, K.R. and Sathaiah, C., “Computer Aided Design and FE Analysis of a PM BLDG Hub Motor”, International Conference on Power Electronics, Drives and Energy System PEDES '06, 1-6 (2006). 181 96. Sadarangani, C., Design and analysis of induction and permanent magnet motors, Book, Royal Institute of Technology, Stockholm, ISBN 91-7170627-5 (2000). 97. İnternet : Sonlu Elemanlar Metodu, http://tr.wikipedia.org/wiki/Sonlu_elemanlar_yöntemi (2013). 98. Astrom, K., and Wittenmark, B., “Adaptive Control” Addison-Wesley Press, New York. (1989). 99. RASHID, M. H., Power Electronics Circuits, Devices and Applications, Prentice Hall Int. Inc, New Jersey. (1993). 100.Hanselman, D.C., Brushless Permanent-Magnet Motor Design, McGraw-Hill Inc, New York, 174-181 (1994). 182 ÖZGEÇMİŞ Kişisel Bilgiler Soyadı, adı : OCAK, Cemil Uyruğu : T.C. Doğum tarihi ve yeri : 12.02.1985 İzmir/Konak Medeni hali : Bekar Telefon : +90 534 692 6880 e-mail : [email protected] Eğitim Derece Eğitim Birimi Mezuniyet tarihi Yüksek lisans Gazi Üniversitesi / Elektrik Eğitimi 2009 Lisans Gazi Üniversitesi / Elektrik Eğitimi 2007 Lise İzmir Çınarlı Teknik Lisesi 2002 İş Deneyimi Yıl Yer Görev 03.2010 – 02.2012 Kastamonu Üniversitesi Öğretim Görevlisi 02.2012 – Halen Gazi Üniversitesi Öğretim Görevlisi Yabancı Dil İngilizce Yayınlar Science Citation Index (SCI) / Engineering Index (EI) Tarafından Taranan Makaleler 1. D.Uygun, C.Ocak "Design, Analysis and Experimental Verification of an Efficient 2 kW Permanent Magnet Synchronous Generator for WPAs ", International Review of Electrical Engineering (IREE), Vol.8, N.2, MarchApril 2013, p.603-607. 2. İ. Tarımer, C. OCAK, “Performance Comparison of Internal and External Rotor Structured Wind Generators Mounted from Same Permanent Magnets 183 on Same Geometry”, Electronics and Electrical Engineering. – Kaunas: Technologija, 2009. – No. 4(92). – P. 65–70. 3. İ.Topaloğlu, C. OCAK, İ. Tarımer “ A Case Study of Getting Performance Characteristics of a Salient Pole Synchronous Hydrogenerators”, Electronics and Electrical Engineering. – Kaunas: Technologija, 2010. – No. 1(97). – P. 57–61. Uluslararası Konferans Bildirileri 1. Durmus Uygun, Cemil Ocak, Yucel Cetinceviz, Engin Demir and Yakup Gungor; "CAD-Based Design, Analysis and Experimental Verification of an Out-runner Permanent Magnet Synchronous Generator for Small Scale Wind Turbines”, IEEE 11th International Conference on Environment and Electrical Engineering, 18-25 May 2012, Venice, ITALY, pp.179-183. 2. Cemil Ocak, Durmus Uygun, Yucel Cetinceviz, Engin Demir and Yakup Gungor; " Performance Aspects and Verifications of In-runner and Outrunner Permanent Magnet Synchronous Generator Designs of the Same Magnet Structure for Low Speed Wind Systems”, IEEE 11th International Conference on Environment and Electrical Engineering, 18-25 May 2012, Venice, ITALY, pp.440-445. 3. D.Uygun, Y. Gungor, Y. Çetinceviz, C. OCAK, , "The Development of GPRS Based Speed Regulator for DC Motor", 4th IEEE International Conference on Power Engineering, Energy and Electrical Drives, 13 – 17 May 2013, Istanbul, Turkey. 4. R. Bayındır, C. OCAK, İ.Topaloğlu, “Investigation of the Effect of Magnet Thickness on Output Power and Torque of PM BLDC Machines Using Parametric Approach Method“, IEEE III International Conference on Power Engineering, Energy and Electrical Drives, 11-13 May 2011, Málaga, SPAIN. 5. R. Bayındır, İ.Topaloğlu, C. OCAK, “Investigation of the Effect of Magnet Thickness on Motor Losses of PM BLDC Machines Using Parametric Approach Method“, IEEE III International Conference on Power 184 Engineering, Energy and Electrical Drives, 11-13 May 2011, Málaga, SPAIN. Hobiler Bilgisayar, Internet, Sinema, Yüzme.
